2007

STAVEBNÍ OBZOR ROČNÍK 16 ČÍSLO 08/2007

Navigace v dokumentu OBSAH Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Měření hydratačního tepla sádry pomocí různých typů kalorimetrů

225

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Vliv teploty na hydrataci sádry a její stabilitu

231

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Kalorimetrické stanovení obsahu anhydritu III v sádrovém pojivu

235

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Kompozitní materiál na bázi energosádry

239

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Vliv sušicí teploty na vlastnosti zatvrdlé energosádry – tepelné a mechanické vlastnosti Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Klasifikace sádrového pojiva podle ČSN 72 2301

246

251

OBALKA.qxp

12.1.2006

12:28

Stránka 1

(M-purpurová/Process Magenta plát)


2007 ročník 16

Í N B E V A T S

R O Z B O pozemní stavby

dopravní stavby

vodohospodářské stavby geotechnika konstrukce a materiály

technologie

životní prostředí

geodézie a kartografie

mechanizace

informatika

ekonomika

software

Fakulta stavební ČVUT v Praze

Česká komora autorizovaných inženýrů a techniků

Český svaz stavebních inženýrů

Fakulta stavební VUT v Brně

Fakulta stavební VŠB TU-Ostrava

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:32

Stránka 289

OBSAH

CONTENT

INHALT

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Měření hydratačního tepla sádry pomocí různých typů kalorimetrů . . . . . . . . . . . 225

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Measurement of Hydration Heat of Gypsum Using Different Types of Calorimeters . . . . . . . . . . 225

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Messung der Hydrationswärme von Gips mit Hilfe verschiedener Kalorimetertypen . . . . . . 225

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Vliv teploty na hydrataci sádry a její stabilitu . . . . . . . . . . 231

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Effect of Temperature on Hydration and Thermal Stability of Gypsum . . . . 231

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Der Einfluss der Temperatur auf die Hydratation von Gips und seine Stabilität . . . . 231

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Kalorimetrické stanovení obsahu anhydritu III v sádrovém pojivu . . . . . 235

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Calorimetric Determination of the Amount of Anhydrite III in Gypsum Binder . . . . . 235

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R. Kalorimetrische Bestimmung des Gehalts von Anhydrit III im Gipsbindemittel . . . . . 235

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Kompozitní materiál na bázi energosádry . . . . . . . . . . 239

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Composite Material on the Basis of Flue Gas Desulphurization Gypsum . . . . . . . . . . . . . . 239

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.. Kompositmaterial auf Basis von REA-Gips . . . . . . . . . 239

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Vliv sušicí teploty na vlastnosti zatvrdlé energosádry – tepelné a mechanické vlastnosti . . . . . . . . . . . . . 246

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Effect of Drying Temperature on Properties of Hardened Flue Gas Desulphurization Gypsum – Basic and Thermal . . . . . . . . . . . . . . 246

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Der Einfluss der Trocknungstemperatur auf die Eigenschaften erhärteten REA-Gipses – grundlegende und thermische Eigenschaften . . . . . . . . . 246

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Klasifikace sádrového pojiva podle ČSN 72 2301 . . . . . 251

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Classification of Gypsum Binder Using ČSN 72 2301 . . . . . . . . . . 251

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R. Klassifizierung von Gipsbindemittel nach Klassifizierung von Gipsbindemittel nach ČSN 72 2301 . . . . . . . . . . . 251

REDAKČNÍ RADA

prof. Ing. Jiří WITZANY, DrSc.

STAVEBNÍ OBZOR, odborný měsíčník, vydává Fakulta stavební ČVUT Praha společně s Fakultou stavební VUT Brno, Fakultou stavební VŠB TU Ostrava, Českou komorou autorizovaných inženýrů a techniků činných ve výstavbě a Českým svazem stavebních inženýrů. Řídí redakční rada, vedoucí redaktorka Marcela Klímová. Adresa redakce: Thákurova 7, 166 29 Praha 6, tel./fax: 224 354 596, [email protected], http://www.fsv.cvut.cz/obzor. Vychází každý měsíc kromě července a srpna, cena za výtisk je 40 Kč včetně DPH (+ poštovné a balné). Objednávky odběru i reklamace přijímá Ing. Milan Gattringer, MG DTP, Borovanská 3388, 143 00 Praha 4, tel./fax: 241 770 220, e-mail: [email protected]. Odběr je možné zrušit až po vyčerpání zaplaceného předplatného. Inzerci adresujte redakci. Technická redakce a realizace: Ing. Milan Gattringer. Podávání novinových zásilek povoleno Ředitelstvím pošt Praha, č. j. NP 144/1994, ze dne 21. 10. 1994. Do sazby 4. 9. 2007. Nevyžádané rukopisy se nevracejí.

Ing. Renata ZDAŘILOVÁ

INDEX 47 755, ISSN 1210-4027

Předseda:

Místopředseda:

prof. Ing. Jiří STUDNIČKA, DrSc.

doc. Ing. Alois MATERNA, CSc.

Členové: doc. Ing. Pavel HÁNEK, CSc. doc. Ing. Vladimír JELÍNEK, CSc. Ing. Jiří KALA, Ph. D. doc. Ing. J. KORYTÁROVÁ, Ph. D. Ing. Karel KUBEČKA Ing. Libor MATĚJKA, CSc., Ph. D. doc. Ing. Jaroslav NOVÁK, CSc. doc. Ing. Luděk NOVÁK, CSc. doc. Ing. Miloslav NOVOTNÝ, CSc. doc. Ing. Miloslav PAVLÍK, CSc.

prof. Ing. J. PROCHÁZKA, CSc. Ing. Vlastimil ROJÍK Ing. Karel SVOBODA doc. Dr. Ing. Miloslav ŠLEZINGR Ing. Milan ŠMAK, Ph. D. Ing. Ludvík VÉBR, CSc. doc. Ing. Josef VITÁSEK, CSc.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 225

Na úvod

STAVEBNÍ OBZOR ROČNÍK 16

ČÍSLO 8/2007

STUDIUM CHOVÁNÍ VLASTNOSTÍ SÁDRY VE VZTAHU K TEPLOTNÍMU A VLHKOSTNÍMU NAMÁHÁNÍ Hlavní snahou předkládaných článků je popsat co nejvíce parametrů (vlastností) sádry a jejich modifikací a pokusit se co nejpodrobněji ověřit chování těchto materiálů, především ve vztahu k teplotnímu a vlhkostnímu namáhání. Změny teplotního a vlhkostního namáhání na výrobky ze sádry jsou považovány za zásadní problém a hlavní důvod, proč nenašla sádra dosud širší uplatnění ve stavební praxi.

Měření hydratačního tepla sádry pomocí různých typů kalorimetrů RNDr. Vratislav TYDLITÁT, CSc. Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ, Ph. D. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha Článek popisuje tepelné jevy při hydrataci hemihydrátu síranu vápenatého. Časová závislost vývoje hydratačního tepla β-hemihydrátu síranu vápenatého, vyrobeného z energosádry, je stanovena diferenčním kalorimetrem DIK a izotermním kalorimetrem tepelného toku KC 01. Je sledován též vliv vodního součinitele a přísad na hydratační proces sádrových směsí.

Úvod Síran vápenatý ve formě ztvrdlé sádry (dihydrátu) se ve stavební praxi využívá po tisíciletí. Hydratační proces je znám již dávno, ale až v minulém století byly objasněny jeho detaily. Šatava [1], [2] přináší důkazy o tom, že při tuhnutí suspenzí sádry probíhá hydratační reakce mechanizmem ve vodním roztoku. V roztoku nestálý hemihydrát se rozpouští a z přesyceného roztoku krystalizuje dihydrát, jehož zárodky (nuklea) vznikají na poruchových místech povrchu krystalů hemihydrátu. Počet nuklejí závisí na vodním součiniteli, mechanické historii suspenze a na teplotě při hydratační reakci. Závěry, které uvedl, potvrzují i další práce v této oblasti. Například Hand [3] popisuje hydrataci hemihydrátu

podle rovnice (1) průběžným rozpouštěcím mechanizmem CaSO4 · 0,5 H2O + 1,5 H2O → CaSO4 · 2 H2O + hydratační teplo. (1) Hemihydrát je rozpustnější ve vodě než dihydrát, 0,65 % hmotnosti síranu vápenatého se rozpustí při pokojové teplotě, jestliže se hemihydrát smísí s vodou. Naproti tomu jen 0,20 % hmotnosti dihydrátu se rozpouští po smísení sádry s vodou. Smísí-li se tedy hemihydrát s vodou a dosáhne se nasyceného roztoku ve vodě, je tento roztok přesycený vzhledem k dihydrátu a sádra (dihydrát) se vyloučí. Další hemihydrát se může nyní rozpustit, což vede k dalšímu vylučování sádry, atd. Pro popis kinetiky hydratace posuzoval Hand tři různé modely krystalizace charakterizované analytickými funkcemi splňujícími Avramiho rovnici. V určitém rozmezí porovnání nebylo však možné rozhodnout, který model vylučování sádry vystihuje experimentální data lépe. Uvedená teorie odporuje závěrům prací, podle kterých se předpokládalo, že sádrové suspenze hydratují pomocí topochemického procesu, tedy přímým vstupem vody do mřížky hemihydrátu síranu vápenatého bez předchozího rozpouštění. Termodynamické znalosti o tepelných efektech při hydrataci nižších hydrátů síranu vápenatého se objevují v literatuře až ve čtyřicátých letech dvacátého století. Mnohem později Bušuev [4], [5] popsal rozdíl mezi β-hemihydrátem CaSO4·1/2 H2O a α-hemihydrátem CaSO4·0,67 H2O. Při

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 226

226

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

hydrataci čistých forem CaSO4 · 1/2 H2O byly získány kalorimetrickým měřením hodnoty integrálního hydratačního tepla, podrobněji viz Eipeltauer [6], Freyer a Voigt [7] a jiní. Wirsching [8] cituje ve své práci výsledky Kelleyho [9], který se zabýval termodynamickými vlastnostmi v systému CaSO4-H2O. Pro nás je v této práci zajímavé především hydratační teplo β-hemihydrátu (tab. 1). Tab. 1. Hydratační teplo v systému CaSO4-H2O Hydratace

Hydratační teplo na mol (gram) dihydrátu při 25 ˚C [J]

β CaSO4 · 1/2 H2O + 1 1/2 H2O → CaSO4 · 2H2O

19 300 ± 85 (111,9 ± 0,50)

α CaSO4 · 1/2 H2O + 11/2 H2O → CaSO4 · 2H2O

17 200 ± 85 (100,0 ± 0,50)

β CaSO4 III + 2H2O → CaSO4 · 2H2O

30 200 ± 85 (175,3 ± 0,50)

α CaSO4 III + 2H2O → CaSO4 · 2H2O

25 700 ± 85 (149,6 ± 0,50)

CaSO4 II + 2H2O → CaSO4 · 2H2O

16 900 ± 85 (98,0 ± 0,50)

Kalorimetrická měření mohou přispět v průmyslu k určení kvality sádrových směsí (β-hemihydrátů) vyráběných kalcinací [8]. Může jimi být ověřena čistota suroviny, navržen jiný teplotní režim při kalcinaci, změna časového faktoru atd. O technickém využití výsledků sledování vývoje tepla hydratace sádry při výrobě a sledování kvality pojiv na bázi síranu vápenatého referují např. Fischer [10], Fietsch a Ramdohr [11] a Gerard [12]. Stanovením fází síranu vápenatého při hydrataci sádrových směsí se zabývali Folek a Kowol [13]. Ambrúz a kol. [14] využili diferenciální kalorimetrie ke sledování tuhnutí v systému cementových silikátů se sádrou. Evju [15] použila dynamické korekce ke sledování tuhnutí hemihydrátu síranu vápenatého v jednoduchém izotermním kalorimetru s velkou časovou konstantou. Použitý typ byl stavebním prvkem kalorimetru TAM AIR [16]. Sledování časového průběhu hydratace maltovin, mezi nimi i hemihydrátu síranu vápenatého, umožnilo použití diferenciálních kalorimetrů k měření průběhu tepelného výkonu při hydrataci. Použití citlivých diferenciálních kalorimetrů k izotermnímu měření tepelného toku popisují Mtschelov-Petrossjan a kol. [17] a Oliew a Wieker [18]. Pro vývoj hydratačního tepla hemihydrátu síranu vápenatého (sádra) jsou typická dvě maxima, relativně dlouho se vedla debata o tom, čím je způsobeno menší maximum, které nastává téměř ihned po přidání vody k hemihydrátu. V úvahu připadalo smáčecí teplo nebo reakce přísad obsažených v pojivu, podrobněji se tomuto problému budeme věnovat dále. Další skutečností u hydratace hemihydrátu na dihydrát je okolnost, že teplo provázející tuto hydratační reakci je relativně vysoké v krátkém intervalu (1 až 2 h) v porovnání s podobnými reakcemi; pro β-hemihydrát je tato hodnota okolo 112 J.g-1 [8]. Například hydratační teplo cementů se uvolňuje podstatně pomaleji – celkové množství tepla 200 až 350 J.g-1 cementu se uvolní během tuhnutí a tvrdnutí betonu v závislosti na teplotě v rozmezí několika dní při teplotě 20 ˚C až 12 h při 70 ˚C [19]. β-hemihydráty síranu vápenatého jsou běžné suroviny pro výrobu sádrokartónových a sádrovláknitých desek a sádrových prefabrikátů, především příček pro interiéry. V Závodě průmyslu sádry Dolina Nidy (Polsko) se vyráběly sádrové bloky typu NidaBlok a ProMonta. Oba byly určeny pro vnitřní aplikace jako dělicí příčky z lité sádry, ve stejném závodě se vyráběly i stropní tvárnice a podlahové desky z estrichové sádry lisováním [20]. Tým profesora Pluty zkoušel sádru jako prvek pro výrobu stěnových a stropních vložek

[21], [22]. Průmyslově se vyrábějí i dva systémy tvárnic pro obvodové pláště budov s názvy „Sova-System“ a „System-R.“ Stavebnicový systém Sova vyrábí firma ZABUDGIPS [23] ve 23 typech. Vnitřní i vnější stěny do výšky 2,5 podlaží se skládají na sebe nasucho. Základním materiálem je REAgips (energosádra). Systém-R, tj. prvky pro konstrukce do pěti podlaží, vyrábí firma POLGIPS [24]. Také v Německu, Francii, Rakousku a Itálii se používá řada výrobků na bázi sádry. Obecně lze konstatovat, že při velkých rozměrech může při výrobě a následné aplikaci hrát hydratační proces důležitou roli. Znalosti o vývoji tepla při tuhnutí sádry jsou tedy užitečné, např. i z hlediska tvorby trhlin. Tento článek by měl rozšířit doposud získaná poznání o hydratačním procesu sádrových pojiv. Ke sledování hydratačního vývoje v systému CaSO4-H2O byly použity vzorky β-hemihydrátu síranu vápenatého vyrobeného z energosádrovce, který vzniká jako odpad při odsiřování v elektrárně Počerady. Při zkoumání průběhu hydratačního tepla byly použity dva přístroje různé konstrukce – kvalitativní diferenční kalorimetr DIK 04 [25] je běžně dostupný, prototypem byl kalorimetr KC 01 [26]. Experimentální měření probíhala při teplotě 22 až 25 ˚C. Přístroje K prvnímu měření byl použit diferenční kalorimetr DIK 04 (obr. 1). Metoda sledování teploty částečně tepelně izolované hydratující směsi je založena na porovnávání přibližně konstantní teploty hliníkového etalonu s teplotou směsi (např. sádra a voda), která hydratuje v nádobce obdobných vlastností jako etalon, a rozdíl teploty je v čase zaznamenáván. Metoda bez vnějšího ohřevu je podobná diferenční termické analýze, při které je však vzorek zahřátý. Soustava je umístěna v krytu přístroje DIK 04, zhotoveném z Dewarovy nádoby otočené dnem vzhůru. Umožňuje rychlou a snadnou manipulaci. Vložení vzorku o hmotnosti 3 až 5 g do plastové nádobky včetně přidání vody a zamíchání trvá méně než jednu minutu. Zesilovač s převodníkem A/D umožňuje v počítači snímat a ukládat rozdíly teplot v závislosti na čase a jejich následný záznam v číslicové i grafické podobě pomocí vlastního softwarového programu. Průběh hydratačních dějů je možno sledovat kvalitativně a vliv vodního součinitele nebo různých přísad porovnávat za stejných navážek a podmínek. Tyto efekty se mohou využít při zkouškách hydratace sádry i dalších maltovin. Měření vyžaduje temperování vzorku a vody nejméně hodinu před zahájením procesu, tzn. vyvoláním počátku hydratace přidáním vody do vzorku a jeho založením do přístroje. Ustalování teploty sleduje DIK 04 [25].

Obr. 1. Diferenční kalorimetr DIK 04

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 227

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 Ve druhém případě byl ke sledování vývoje hydratačního tepla sádry za izotermních podmínek použit kalorimetr KC 01 (obr. 2). Metoda diferenčního měření tepelného toku umožňuje sledovat tepelné efekty i při mírně proměnné teplotě okolí, v minulosti byla použita ke stanovení hydratačního tepla cementů [5]. Přístroj je vhodný ke kvantitativnímu stanovení průběhu intenzity vývoje hydratačního tepla N [W.kg-1]. Integrací průběhu intenzity v čase bylo pak možné určit hydratační teplo Q [J.g-1] vztažené na jednotku hmotnosti hydratující sádry.

227 K záznamu napěového signálu slouží měřicí ústředna MS 2 firmy COMET na kanálu 0 až 100 mV s citlivostí záznamu 0,01 mV. Data jsou načtena do počítače a transformována do tabulkového editoru Excel k dalšímu zpracování. Kalibrace kalorimetru byla provedena elektricky Jouleovým teplem. Přesný ohmický odpor 9,99 kΩ, umístěný v reakční nádobce, byl napájen stabilizovaným zdrojem stejnosměrného napětí s číslicovým voltmetrem. Ze soustavy kalibračních bodů byla získána kalibrační závislost výkonu N [mW] aproximovaná lineární funkcí napětí U [mV].

Obr. 4. Schéma zapojení čidel tepelného toku Obr. 2 . Kalorimetr KC 01 se zapisovačem

Čidla pro měření tepelného toku tvoří termosloupy měděných a konstantanových termočlánků, navinuté na pertinaxové destičce. Spoje na jejích hranách jsou přilepeny k měděné trubici. Do trubice se vkládá válcová měděná nádobka s 1 až 2 g vzorku. Čidla na trubici, ve které probíhá hydratace, jsou diferenčně zapojena s čidly pro určení tepelného toku na porovnávací (referenční) nádobce, ve které hydratační reakce neprobíhá. Nádobky a čidla mají osově symetrické uspořádání (obr. 3), schéma jejich zapojení je uvedeno na obr. 4. Výstupní signál tepelného výkonu N [mW] je úměrný výstupnímu napětí U [mV] z diferenčně zapojených termosloupů. Při hydrataci 1 až 2 g hemihydrátu dosahovalo maximum tepelného výkonu signálové úrovně až 10 mV. Přepočet na tepelný výkon je přibližně 14 mW/mV [18].

Teplotu uvnitř kalorimetru sledoval odporový teploměr/ /vlhkoměr ALMEMO s číslicovým výstupem a citlivostí 0,01 ˚C a 0,1 % relativní vlhkosti. Citlivost nebyla při měření plně využita. Průběh hydratace bylo možno během měření sledovat na záznamu analogového zapisovače ±5 mV i na číslicovém zobrazení výstupu na měřicí ústředně (-2 až +100 mV) [26]. Po nejméně hodinové ustalovací době za dané laboratorní teploty byl rychle kalorimetr otevřen, vnesena voda do nádobky se sádrou, nádobka utěsněna zátkou a víko kalorimetru uzavřeno. Celá operace trvala 40 až 60 s. Teplotu snímala ústředna v intervalu 15 s. Hydratace nastávala se zpožděním kratším než 10 s po vnesení vody. Materiály a vzorky Čistota odpadního energosádrovce, z něhož se energosádra (β-sádra) v elektrárně Počerady vyrábí, se podle informací výrobce pohybuje okolo 98 %. Při výrobě vzorků bylo použito normální konzistence v poměru voda/sádra 0,627. Před měřením byly vzorky β-hemihydrátu síranu vápenatého vysušeny na konstantní hmotnost při teplotě 40 ˚C. Výsledky a diskuze

Obr. 3. Měřicí část vyjmutá z dvouplášové nádoby kalorimetru. Dvě nádobky (patrné jsou pouze jejich zátky) mají na sobě diferenčně zapojené snímače tepelného toku ve tvaru křidélek pod úhlem 120˚ .

Porovnání průběhu hydratace Výsledky kalorimetrických měření na vzorcích z β-hemihydrátu síranu vápenatého (energosádry) jsou uvedeny na obr. 5 a obr. 6. Závislost rozdílu teplot ∆T mezi měřeným a referenčním vzorkem v závislosti na čase, která byla naměřena pomocí diferenčního kalorimetru DIK 04 při navážce 4 g hemihydrátu, je na obr. 5, časová závislost tepelného výkonu hydratační reakce, naměřená kalorimetrem KC 01, na obr. 6. Na obou obrázcích jsou patrná dvě maxima. První maximum podle Fischera [10] přísluší smáčecímu teplu vzorku a hydrataci β-anhydritu CaSO4 III, která začíná okam-

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 228

228

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 – minimální hodnota byla zjištěna přístrojem KC 01 asi o 3 minuty dříve; – čas k dosažení druhého maxima byl u přístroje KC 01 o 12 minut kratší; – hydratační reakce byla ukončena téměř o polovinu dříve u kalorimetru KC 01; – poměr mezi hodnotami (výchylkami) prvního a druhého maxima byla třikrát nižší u přístroje DIK 04.

Obr. 5. Průběh hydratačního tepla – diferenční kalorimetr DIK 04

Lze tedy konstatovat, že přístrojem DIK 04 lze kvalitativně porovnávat průběh hydratační reakce, např. ovlivněný typem přísad. Nelze však uplatnit kvantitativní hlediska v tepelných veličinách (tepelný výkon, hydratační teplo), protože není možné vyjádřit závislost mezi teplotní diferencí a hydratačním tepelným výkonem při hydratační reakci. Přístrojem KC 01 lze poměrně citlivě zachytit i počáteční děje při hydrataci a integrací průběhu hydratačního vývoje tepla vyčíslit celkové hydratační teplo. Vliv přísad a vodního součinitele Další část experimentálních prací se týkala ověření vlivu vodního součinitele a přísad na hydratační proces energosádry s využitím kalorimetru KC 01. Složení sádrových směsí na bázi energosádry z Počerad je uvedeno v tab. 3. Ověřován byl referenční vzorek (S0) a vzorky s přísadou plastifikátorů (S1 a S2) a hydrofobizačních přísad (S3, S4 a S5). Přísady jsou uvedeny pod komerčními názvy. Vodní součinitel u plastifikovaných materiálů byl snížen proti referenční sádře z 0,627 na 0,500. Tab. 3. Vzorky z energosádry

Obr. 6. Průběh hydratačního tepla – kalorimetr KC 01

žitě po přidání vody. Současně, na počátku s malým zpožděním a pomaleji, probíhá hydratace β-hemihydrátu CaSO4· ·1/2 H2O na dihydrát, kde vývoj hydratačního tepla dosahuje druhého maxima. Důležité hodnoty získané oběma přístroji, tj. čas k dosažení prvního a druhého maxima, čas dosažení minima, konec hydratačního procesu a poměr mezi hodnotami (výchylkami) v prvním a druhém maximu, jsou uvedeny v tab. 2. Je třeba si všimnout, že v přístroji DIK 04

Materiál

Voda/ sádra

Typ přísady

Přísada

Koncentrace

S0

0,627

–

–

–

S1

0,5

plastifikátor

PERAMIN SMF 20

0,5 % hm.

S2

0,5

plastifikátor

MELMENT F4000

0,2 % hm.

S3

0,627

hydrofobizační

IMESTA IBS 47

0,5 % hm.

S4

0,627

hydrofobizační

ZONYL 9027

5,0% roztok

S5

0,627

hydrofobizační

ZONYL 301

5,0% roztok

Tab. 2. Průběh hydratační reakce kalorimetrů DIK 04 a KC 01 Čas [min] Děj DIK 04

KC 01

první maximum

3

1

minimum

13

10

druhé maximum

46

34

konec reakce

150

85

poměr mezi hodnotami (výchylkami) v prvním a druhém maximu

0,18

0,56

je vzorek nedefinovatelně ochlazován přenosem uvolněného tepla a vzduchu do semiadiabatického pláště (Dewarovy nádoby), tento děj není izotermický. V kalorimetru KC 01 probíhá hydratace izotermicky v rozmezí 2 K. Z průběhu reakcí sledovaných oběma přístroji je patrné, že u hydratační reakce podle kalorimetru KC 01 v porovnání s diferenčním kalorimetrem DIK 01 došlo k těmto efektům: – čas potřebný k dosažení prvního maxima se při měření přístrojem KC 01 zkrátil na třetinu;

Průběh tepelného výkonu hydratačních reakcí zkoumaných sádrových směsí na bázi energosádry v závislosti na čase uvádí obr. 7, pro přehlednost jsou nejdůležitější informace porovnány v tab. 4, zejména čas do prvního a druhého maxima, čas do minima, konec hydratačního procesu, poměr mezi hodnotami (výchylkami) prvního a druhého maxima.

Obr. 7. Porovnání typických průběhů tepelného toku při hydrataci 1 g sádry

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 229

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

229

V tabulce je též uveden přehled hydratačního tepla vzorků materiálů na bázi energosádry. Tab. 4. Průběh hydratačního tepla materiálů Děj / Materiál

S0

S1

S2

S3

S4

S5

[min] první maximum

1

1

1,5

1

4,5

1

minimum

9,5

11

11

7,5

12

14

druhé maximum

34

44

38

32

49

55

konec reakce

80

95

85

85

100

100

poměr mezi hodnotami (výchylkami) v prvním a druhém maximu

0,56

0,65

0,62

0,54

0,41

0,66

hydratační teplo [J.g–1]

105

102

104

104

94

105

Počáteční maximum, tj. 1 minuta od vnesení vody, je časově shodné pro všechna pojiva kromě vzorku S4, kde došlo ke zpoždění hydratační reakce a maximum nastalo až v čase 4,5 minuty. Velikost prvního maxima je nejvyšší pro materiály S0 a S1, pro ostatní je přibližně o 20 % nižší, pro materiál S4 dokonce až o 50 %. Pokles výkonu u sádry bez přísad (S0) začíná po 2 minutách. Minimum je nejnižší u materiálu S4 a nejvyšší u S3. Druhé maximum je pro ostatní vzorky o více než 20 % nižší v porovnání s referenční S0, výjimkou je u S3, kde je druhé maximum nižší asi jen o 5 %. U vzorku S3 se v porovnání s referenční S0 zrychluje o 2 minuty, u ostatních došlo naopak ke zpomalení, k největšímu zpomalení 21 minut došlo u sádry S5. Konec hydratační reakce nastává u referenční S0 po 80 minutách od vnesení vody, pro ostatní vzorky se tato doba prodlužuje a u S4 a S5 odpovídá 100 minutám. Výsledné hodnoty hydratačního tepla v tab. 4 jsou aritmetickým průměrem ze šesti měření. Je zřejmé, že většinu z nich, vztažených na 1 g dihydrátu (s 96% čistotou sádrovce), lze vyčíslit 105/0,96=109,4 J.g-1. To je hodnota 0 1,5 % menší než hodnota uváděná Wirschingem [8]. Podobnou metodu s využitím diferenčního kalorimetru, kdy bylo určováno množství sádrovce v sádrovém pojivu, uvádí Hurmanic a Roggendorf [27]. Z dosažených výsledků je také patrné, že vliv vodního součinitele na hydratační teplo byl zanedbatelný. Redukce vodního součinitele u materiálu S1 a S2 z hodnoty 0,627 na hodnotu 0,5, které bylo dosaženo přidáním plastifikátorů, nepřinesla patrný efekt. Použití hydrofobizačních přísad (materiály S3, S4, S5) se ukázalo u S3 a S5 pro vývin celkového hydratačního tepla jako nepodstatné, pouze u S4 došlo k jeho zhruba 10% poklesu. Tento výsledek naznačuje, že hydratační reakce nebyla přísadami zásadně ovlivněna, došlo pouze k jejímu prodloužení o cca 20 %. Mechanické vlastnosti sádry by se tedy neměly přidáním hydrofobizačních přísad výrazněji zhoršit. Při podrobnější analýze vlivu kvality vody na hydratační proces jsme zkoušeli zjistit rozdíl průběhu hydratační reakce při použití vody z vodovodního řadu a vody destilované. V obou případech byl průběh identický. Nepotvrdily se závěry uvedené v práci Kacera a kol. [28] o vlivu vody na vlastní hydratační proces, a to od destilované vody, vody z vodovodního řadu až např. po technologickou vodu z chemické výroby s obsahem organických složek, které vznikly při výrobě sádrodřevěných desek. Z publikovaných výsledků byl patrný rozdíl především u technologické vody. Důvodem byla pravděpodobně skutečnost, že technologická voda byla kontaminována organickými složkami, např. výluhem z celulózy, které ovlivňují hydratační proces.

Závěr Výsledky kalorimetrických měření, uvedené v tomto článku, mohou přispět k objasnění některých aspektů hydratačního procesu sádrových směsí. Z obou přístrojů se v porovnání s DIK 04 jako jednoznačně výhodnější jeví kalorimetr KC 01: – měří kvantitativně veličiny přímo úměrné tepelnému výkonu vzorku při hydrataci; – výstupní hodnoty zaznamenává průběžně na zapisovači a je možné okamžitě kontrolovat celý její průběh. Výsledky dále ukázaly, že vodní součinitel v soustavě sádra/voda v rozmezí 0,500 a 0,627 (tyto hodnoty několikanásobně převyšují teoretické množství vody potřebné k hydrataci) neměl vliv na velikost hydratačního tepla. Ani plastifikační a hydrofobizační přísady neměly zásadní vliv na průběh hydratačního procesu a velikost hydratačního tepla (s výjimkou poněkud nižší hodnoty pro směs S4 s hydrofobizační přísadou ZONYL 9027). V porovnání s referenčním vzorkem S0 došlo u některých modifikovaných směsí ke snížení maximální hodnoty tepelného toku a k posunutí maxima v čase. Celkové hydratační teplo bylo však pro všechna měření zhruba stejné, jen u vzorku S4 přibližně o 10 % nižší. Vliv vodního součinitele a druhu použité vody se ukázaly pro sledované hydratační procesy též jako zanedbatelné. Článek vznikl za podpory výzkumného záměru MŠMT MSM:6840770031.

Literatura [1] Šatava, V.: Studie procesu tvrdnutí suspenzí sádry. [Doktorská dizertační práce], Praha, VŠCHT, 1968, 89 s. [2] Šatava, V.: Strength and Microstructure of Cast Gypsum. Ceramics – Silikáty 40, 1996, No. 2, pp. 72–76. [3] Hand, R. J.: The Kinetics of Hydration of Calcium Sulphate Hemihydrate: A Critical Comparison of the Models in the Literature. Cement and Concrete Research, 5, 1994, pp. 889–895. [4] Bušuev, N. N.: O strukturnych osobennostjach CaSO4 · 1/2 H2O i CaSO4 · 0,67 H2O. Dokl. ak. nauk, 255, 1980, No. 5, pp. 1104– –1109. [5] Bušuev, N. N. – Maslennikov, B. M. – Borisov, V. M.: Fazovye perechody pri degidratacii CaSO4 · H2O. Zhurn. neorg. chimii, 28, 1983, No. 10, s. 2469–2476. [6] Eipeltauer, E.: Die Bedeutung kalorimetrischer Messungen für die Gipserzeugung und Gipspruefung. Zement-Kalk-Gips, 9, 1956, pp. 501–505. [7] Freyer, D. – Voigt, W.: Crystallization and Phase Stability of CaSO4 and CaSO4 – Based Salts. Monatshefte für Chemie, 134, 2003, pp. 693–719. [8] Wirsching, F.: Calcium Sulfate. Ullmanns Encyclopedia of Industrial Chemistry, Vol. 6. Weinheim, Wiley-VCH Verlag 1983, pp. 90–94. [9] Kelley, K. K. – Southard, C. T. – Anderson, C. T.: U. S. Bureau of Mines Tech. Paper 625, 1941 (podrobněji viz [8]). [10] Fischer, K. W.: Eignung der Hydratationsthermokurven zur Beurteilung von Halbhydratplastern. Silikattechnik, 14, 1963, s. 26–33. [11] Fietsch, G. – Ramdohr, H.: Anwendung der diffrentialkalorimetrischen Analyse-(DCA) zur Charakterisierung von Gipsbindemitteln. Silikattechnik, 42, 1991, No. 10, s. 328–333. [12] Gerard, H.: Messung des Temperatur- und Zeitverlaufes zur Bewertung des Gipshydratationsverhaltens. Zement-Kalk-Gips 44, 1991, s. 426–429. [13] Folek, S. – Kowol, K.: Study of the Quantitative Determination of the Phases in the System CaSO4–H2O. J. Therm. Anal. Calor. 9, 1976, No. 1, pp. 59–64. [14] Ambrúz, V. – Havlová, J. – Gabrišová, A.: Use of Differential Calorimetry for Characterisation of Hydratation Processes in the System Ca4(Al6O12)(SO4)-CaSO4 · 2H2O-H2O. J. Therm. Anal. Calor., 33, 1988, No. 2, pp. 647–650.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 230

230

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

[15] Evju, C.: Initial Hydration of Cementitious Systems Using Simple Isothermal Calorineter and Dynamioc Correction. J. Therm. Anal. Calor., 71, 2003, No. 3, pp. 829–840. [16] TAM AIR [User Guide Line], C3 Prozess- Und Analysentechnik GmbH, 2005, s. 17. [17] Mtschedlow-Petrossian, O. P. – Sen, A. – Uscherow-Marschak, A.: Zur Untersuchung der Hydratation von Bindemittels nach der Methode der Differential-Mikrokalorimetrie. Silikattechnik, 29, 1969, No. 7, s. 229–231. [18] Oliew, G. – Wieker, W.: Aufbau und Einsatzmöglichkeiten eines Differentialkalorimeters. Silikattechnik, 32, 1981, No. 3, s. 152–54 [19] Tydlitát, V. – Vítovská, Y. – Štěrba, A. – Doktor, A.: Hydratační tepla vybraných cementů. [Dílčí závěrečná zpráva č. 3/15202 SPZV III-2-3]. Výzkumný a vývojový ústav Stavebních závodů, Praha, 1983, 150 s. [20] Kowal, L.: Rozvoj sádrového průmyslu a produkce sádry. [Sborník], seminář „Sádra ve stavebnictví“, ČSVTS, Brno, 1967, s. 150–161. [21] Pluta, J.: Gestozebrowe, bezplytowe stropy JZP. Inzynieria i budownictwo, 7, 1992, pp. 237 –240.

[22] Pluta, J. – Pluta, M.: Ustroje stropowe, science i szkieletowe sytemu JZP-ECOL. Inzynieria i budownictwo, 7, 2000, pp. 371–373. [23] SOVA-SYSTEM: Lista produktóv – Pustaki gipsowe Sova. http://www.bit-info.pl/baza.php?g=&d=52&f=684, [cit. 2007-1-2]. [24] SYSTEM-R: Lista produktóv – System R – gipsowe elementy ścian konstrukcyjnych. http://www.bit-info.pl/baza .php?g=&d =52&f=684, [cit. 2007-1-2]. [25] Diferenční kalorimetr DIK 04. [Popis a návod k obsluze]. ELSYST, s. r. o., Praha, 2002, 25 s. [26] Tydlitát, V. – Rovnaníková, P. – Filler, M. – Charvát, J. – Brejcha, M.: Dva kalorimetry pro sledování a určení hydratačního tepla. [Sborník], „Kalorimetrický seminář 2004“, Demänovská dolina, s. 79–82. [27] Hurmanic, M. – Roggendorf, H.: Charakterisierung von Rauchgas- und Natur-Rohgipsen, Zement-Kalk-Gips 11, 1990, s. 550–556. [28] Kacer, T. – Dyczek, J. – Westfal, L.: Wiazanie gipsu zarobionego z wody technologiczna zawierajaca substancje organiczne z produktu plyt gipsovo drzewnych. Cement Wapno Gips, 4-5, 1981, pp. 118–121.

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Measurement of Hydration Heat of Gypsum Using Two Different Types of Calorimeters

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Messung der Hydrationswärme von Gips mit Hilfe verschiedener Kalorimetertypen

This paper describes thermal phenomena active in hydration of calcium sulphate hemihydrate. The time development of hydration heat of b calcium sulphate hemihydrate prepared from flue gas desulphurization gypsum is determined using the DIK differential calorimetre and the KC 01 isothermal flow calorimeter. Effects of the water/gypsum ratio and additives on the hydration process of the analyzed gypsum mixtures are studied as well.

Der Artikel beschreibt die Wärmeerscheinungen bei der Hydratation von Kalziumsulfat-Halbhydrat. Die zeitliche Abhängigkeit der Entwicklung der Hydratationswärme von aus REA-Gips hergestelltem β-Kalziumsulfat-Halbhydrat wird mit einem Differenzkalorimeter des DIK und einem isothermen Wärmefluss-Kalorimeter KC 01 bestimmt. Es wird auch der Einfluss des WasserGips-Faktors und der Zusätze auf den Hydratationsprozess der untersuchten Gipsmischungen verfolgt.

Petr Vorlík

Areál ČVUT v Dejvicích v šedesátých letech Česká technika, Praha, 2006, 161 s., vazba brožovaná, 215 Kč

Publikace představuje vývoj urbanistického celku, areálu ČVUT v Praze-Dejvicích. Tento areál nebyl vybrán náhodou. Převratný rok 1958 je nejen datem odevzdání soutěžních návrhů na jeho dostavbu, ale zároveň obdobím prezentace bruselského pavilonu (Expo), který je považován za klíčový zlom ve vývoji československé architektury po druhé světové válce. Nedílnou problematikou jsou i souvislosti s nedokončeným konceptem A. Engela z dvacátých let a poválečné pokusy o završení celého díla. Přestože se realizace Stavební fakulty protáhla až do konce sedmdesátých let a areál ČVUT zůstal nesourodým torzem, lze ho vnímat jako charakteristickou ukázku převažujících trendů, technologických možností a architektonické koncepce z přelomového období konce padesátých a první poloviny šedesátých let. Systematickým zpracováním archivních materiálů k souboru objektů, jejichž realizace započala již koncem padesátých let, lze odkrýt celý proces výstavby. Podařilo se doplnit obraz vývoje, dílčích fází výstavby, a především jednotlivých etap projektování areálu. Identifikovat čtyři z pěti dosud neznámých autorů soutěžních návrhů na dostavbu areálu ČVUT v Dejvicích z roku 1958. Byla nalezena plánová dokumentace k některým z nerealizovaných projektů.

Publikace vychází k 300. výročí založení Českého vysokého učení technického v Praze.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 231

Na úvod STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

231

Vliv teploty na hydrataci sádry a její stabilitu RNDr. Vratislav TYDLITÁT, CSc. Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ, Ph. D. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha V článku jsou prezentována kalorimetrická měření provedená na sádře pomocí izotermního kalorimetru KC 01. Výsledkem je jednak určení vlivu teploty na hydrataci sádry v rozmezí 1 až 47 ˚C, jednak nalezení nejnižší teploty, při níž dochází k dehydrataci dihydrátu na hemihydrát síranu vápenatého.

teplotě 20 až 25 ˚C. Informace o studiu hydratačního procesu sádrových směsí v závislosti na teplotě prostředí, ve které hydratační reakce probíhají, jsme v dostupné literatuře nenalezli. Pro posouzení teplotní stability zatvrdlé sádry je klíčovou informací znalost teploty, při které dochází k rozkladu (dehydrataci) chemicky vázané vody z dihydrátu na hemihydrát podle rovnice teplo

CaSO4 · 2H2O —→ CaSO4 · 1/2 H2O + 11/2 H2O. Úvod O vlivu teploty na tuhnutí sádry referoval Šatava [1] již téměř před čtyřiceti lety. Uvedl například křivky rozdělení pórů v zatvrdlé sádře po hydrataci sádrových kaší při různých teplotách. Hlavním zjištěním byla především skutečnost, že s teplotou se výrazně mění rozdíl rozpustnosti hemihydrátu a dihydrátu ve vodě. Tento závěr potvrzují i další autoři [2], [3]. Podle Šatavy je hlavním mechanizmem chemické reakce při hydrataci sádry v počáteční fázi vylučování z roztoku. Potom je řídícím dějem hydratační reakce až do stupně přeměny α 60% až 80% rychlost růstu krystalů. Stupeň přeměny je možno vyjádřit podle rovnice VD α = ——— , VH

(1)

kde VD je objem dihydrátu v 1 cm3 v čase t a VH objem dihydrátu v 1 cm3 po úplné hydrataci. Tuto hypotézu potvrzuje rychlost růstu krystalů dihydrátu a její teplotní závislost, vypočtená z měření hydratace a z přímého měření růstu krystalů dihydrátu [1]. Z dalších závěrů Šatavy vyplývá, že pevnost zatvrdlých sádrových směsí je nejvíce závislá na vodním součiniteli. Ten ovlivňuje především tvar, velikost a rozložení částic (krystalů). Dalším důležitým faktorem je zvýšení počtu kontaktů v objemové jednotce. Tento faktor můžeme ovlivnit teplotou, při které směs tuhne, nebo mechanickým zpracováním sádrové suspenze (např. lisováním). Závislost mezi pórovitostí p a pevností v tlaku σ [MPa] vyjadřuje rovnicí pkr σ = q log ——— . p

(2)

Konstanty q a pkr nezávisejí na vodním součiniteli. Kritická pórovitost pkr závisí na anizotropii částic výchozího hemihydrátu. Konstanta q zahrnuje pevnost kontaktů mezi krystaly dihydrátu ve ztvrdlé hmotě a charakter pórovité struktury ztvrdlé hmoty. Závisí na teplotě tuhnutí, která při dané pórovitosti ovlivňuje střední velikost krystalů dihydrátu a také velikost pórů ve ztvrdlé hmotě. Běžná kalorimetrická měření se většinou provádějí v laboratorních podmínkách při

(3)

Tato rovnice platí pouze v případě, že je z výchozího materiálu ohřevem odstraněna právě 11/2 H2O, tedy že z dihydrátu vzniká hemihydrát, ale ještě nevzniká anhydrit. Může ovšem nastat i situace, kdy je překročena kritická teplota, při které se začíná uvolňovat chemicky vázaná voda, ale v daném čase se neuvolní všechna voda (11/2 H2O) a látka se dostává do stavu mezi dihydrátem a hemihydrátem. Kritická teplota, kdy dihydrát přestává být stabilní, je v některých pramenech udávána okolo 40 ˚C (někdy 42 ˚C), např. Schulze a kol. [4], Řičánek [5] a Šatava [1]. Turk a Bounini [6] porovnávali evropské i světové normy, které se zabývají sušicí teplotou nutnou pro odstranění volné (fyzikálně vázané) vody v dihydrátu. Tyto teploty se pohybují mezi 35 a 50 ˚C. V ČSN EN ISO 12570 [7] jsou specifikovány teploty sušení při stanovení vlhkosti ve stavebních materiálech. Teplota sušení 40 ± 2 ˚C je určena pro materiály, u kterých může vyšší teplota vést k uvolnění krystalizační vody. Patří sem tedy i materiály na bázi sádry. Podle ČSN EN ISO 12859 [8] se sádrové tvárnice suší až do ustálení hmotnosti, což je podle definice hmotnost, která se po dalších 24 hodinách nemění o více než 0,1 % hmotnosti vzorku. Pro vysušení stanoví tato norma dvě metody. Při první metodě jsou vzorky uloženy ve větrané místnosti při teplotě 23 ± 2 ˚C a relativní vlhkosti 50 ± 5 %. Druhá metoda spočívá v uložení vzorků v sušárně při teplotě 40 ± 2 ˚C. Názor, že je dihydrát stálý do 40 ˚C, není přijímán obecně. Kupilík [9] například uvádí, že dehydratace nastává až nad 70 ˚C. Stejnou teplotu, kdy začíná dehydratovat, tj. 70 ˚C (158 ˚F), uvádí i Wirsching [10]. Experimenty provedené diferenční termickou analýzou potvrzují, že je relativně obtížné oddělit chemickou a volně vázanou vodu. Ve výsledcích se pro vzorky zatvrdlé sádry ohřáté na teplotu 80 ˚C objevují dva píky, které je relativně složité oddělit [11]. Z dalších prací na téma teplotní stability zatvrdlé sádry je možno uvést počítačové simulace procesu dehydratace sádrokartónových desek při požáru, které provedli např. Bermiloudi a Le Meur [12] a Ang a Wang [13]. Mehaffey a kol. [14] zkoumali příčkovou konstrukci na bázi sádrokartónové desky na dřevěném roštu. Odolnost těchto desek při požáru v sále zkoumali Feldman a kol. [15]. Hudson-Lamb a kol. [16] porovnávali experimentální měření a modely dehydratace dihydrátu.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 232

232

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

V tomto článku je sledován vliv teploty na hydratační proces hemihydrátu CaSO4 a teplotní stability systému CaSO4H2O. Nejprve je studován kalorimetricky vliv teploty na průběh vývoje hydratačního tepla při přeměně hemihydrátu na dihydrát CaSO4 a stanovena kritická teplota, po jejímž překročení dochází k dehydrataci dihydrátu na hemihydrát. Měření spočívá v určení hydratačního tepla na vzorcích hemihydrátu, které byly připraveny dlouhodobým sušením dihydrátu při různých sušicích teplotách. Zkoumaným pojivem je energosádra vyrobená v elektrárně Počerady.

Materiály a vzorky Energosádra (β-sádra) z elektrárny Počerady, podle ČSN 72 2301 [20] zatříděná jako G-13 B III, se vyrábí z odpadního energosádrovce. K přípravě vzorků byla použita normální konzistence [20] v poměru voda/sádra 0,627. Pro část experimentů bylo třeba v laboratorních podmínkách vyrobit hemihydrát při jasně definované teplotě sušení. Dihydrát předsušený při 40 ˚C byl v práškové formě zahříván po dobu 428 h na teplotu 73 ˚C a v závislosti na čase byla sledována hmotnost vzorku. Hmotnostní úbytek vzorku při dehydrataci v procentech hmotnosti v závislosti na čase je uveden na obr. 2.

Metody Vliv teploty na hydrataci hemihydrátu na dihydrát CaSO4 Měření probíhala za běžných laboratorních podmínek (průměrná teplota 25 ± 2 ˚C a relativní vlhkost 50 ± 2 %). Cílem dalších experimentů bylo zjištění vlivu teploty na vývoj hydratačního tepla. Bylo zapotřebí pracovat v izotermním prostředí s teplotou odlišnou od laboratorní. Pro dosažení prostředí s definovanou teplotou v rozmezí 1 až 47 ˚C byl využit kalorimetr KC 01 (založený na diferenčním měření tepelného toku [17]), umístěný do klimatizační komory experimentálního zařízení NONSTAT [18]. Komora umožňuje simulovat podmínky, definované teplotou a relativní vlhkostí, pomocí počítače (obr. 1).

Obr. 2. Průběh dehydratace dihydrátu při 73 ˚C a relativní vlhkosti 1 až 1,4 %

Teoretický úbytek hmotnosti čistého dihydrátu při přechodu na hemihydrát podle rovnice (3) je 15,7 % hm. Při dlouhodobém ohřevu (asi 220 h) energosádrovce byl nalezen úbytek 14,96 ± 0,05 % hm., což odpovídá dehydrataci dihydrátu s čistotou 95,3 % CaSO4·2H2O. Výsledky a diskuze

Obr. 1. Experimentální zařízení NONSTAT

Vliv teploty na hydrataci hemihydrátu na dihydrát Závislost hydratačního tepla vzorku energosádry na teplotě prostředí je uvedena na obr. 3. V měřeném rozsahu vykazuje mírný pokles s teplotou, asi 20 J·g–1. Podle získaných výsledků klesá hodnota hydratačního tepla od 1 ˚C asi k 30 ˚C. Při vyšší teplotě se tato hodnota již téměř nemění. Regresní křivka je polynomem druhého stupně.

Pro měření teplotní závislosti hydratačního tepla hemihydrátu jsme umístili kalorimetr KC 01 do klimatizační komory, kde byl dlouhodobě temperován na 1 až 47 ˚C. Po otevření komory a následně kalorimetru byla vnesena hydratační voda a za několik desítek sekund zavřen kalorimetr i komora. Hydratace hemihydrátu připraveného sušením při různých teplotách Zvolená experimentální metoda spočívala v nalezení takové minimální teploty, při které dojde k přeměně dihydrátu na hemihydrát. Sušicí teplota byla zvolena z počátku pro všechny vzorky 40 ˚C a následně zvyšována na 50, 60 a 70 ˚C. U všech vzorků se sledovala průběžně hmotnost; teplota v sušárně se sledovala na teploměru ALMEMO s přesností 0,01 ˚C. Hydratační proces byl sledován pomocí kalorimetru KC 01. Vzorky byly vyrobeny sušením mletého dihydrátu, který vznikl hydratací hemihydrátu sušeného na dihydrát. Jestliže byl vzorek sušen na teplotu, při které k dehydrataci nedošlo, nevznikla by u tohoto vzorku po přidání vody hydratační reakce. V opačném případě by reakce proběhla.

Obr. 3. Závislost celkového hydratačního tepla hemihydrátu na teplotě

Závislost maxima napětí (veličina primárně měřená kalorimetrem), které je úměrné tepelnému toku, na teplotě prostředí je uvedena na obr. 4. Závislost doby dosažení maxima v závislosti na teplotě prostředí uvádí obr. 5. Výsledky

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 233

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Obr. 4. Závislost maximálního okamžitého tepelného výkonu na teplotě

233 Uměle vyrobený hemihydrát při 73 ˚C nemohl obsahovat anhydrit, protože byl připraven při nízké teplotě. Počáteční tepelný efekt při hydratační reakci tedy nemohl být přisouzen rozpouštění β-anhydritu III, který za běžného atmosférického tlaku vzniká při teplotě nad 290 ˚C [11]. Pro objasnění tohoto efektu se proto měřila též závislost hydratačního tepla na množství reagující vody (na vodním součiniteli). Rozsah vodního součinitele při měření byl v rozmezí 1 až 10. Hlavní tepelné efekty byly odděleny od počátečních tepelných efektů programem Excel proložením naměřených dat polynomem třetího stupně, který procházel počátkem a vystihoval průběh hydratačního výkonu hemihydrátu v době po odeznění počátečního efektu, v čase 4,5 minuty (obr. 7). Zvolený polynom vystihuje dobře naměřená data, R2 = 0,999. Počátek těchto dat včetně tepelných efektů do 9 minut a proložení pomocí polynomu třetího stupně je uveden na obr. 8. Prochází počátkem a vystihuje dobře naměřená data. Aproximovaná data začínají v inflexním bodě za počátečním tepelným jevem.

Obr. 5. Teplotní závislost doby hydratace od vnesení vody po dosažení maxima tepelného výkonu

ukazují, že v rozmezí 1 až 47 ˚C byl maximální okamžitý tepelný výkon významně závislý na teplotě a rostl téměř lineárně s teplotou až na dvouapůlnásobek. Doba do dosažení tohoto maxima naopak výrazně klesala s nárůstem teploty, a to až na polovinu ve sledovaném rozmezí teplot. To znamená, že se vzrůstající teplotou se hydratační proces urychloval přibližně dvojnásobně. Hydratace hemihydrátu připraveného sušením při různých teplotách U vzorků zatvrdlé sádry (dihydrátu síranu vápenatého), sušených při 40, 50 a 60 ˚C, přidáním vody k hydratační reakci nedošlo. To svědčí o tom, že při těchto teplotách nedošlo ani k dehydrataci na hemihydrát. Při hydrataci hemihydrátu, připraveného sušením při 73 ˚C na dihydrát při teplotě 23 ˚C, byly pozorovány první tepelné efekty 100 až 150 s po přidání vody (obr. 6). To bylo možné zaznamenat vzhledem k rychlé reakci kalorimetru KC 01 na tepelné signály.

Obr. 6. Příklad časové závislosti hydratačního tepelného výkonu při hydrataci hemihydrátu vyrobeného z energosádrovce s patrným počátečním tepelným efektem

Obr. 7. Experimentální data použitá k aproximaci polynomem 3. stupně

Obr. 8. Způsob oddělení počátečního jevu pomocí aproximace experimentálních dat polynomem 3. stupně

Obr. 9. Závislost počátečního tepelného efektu na poměru voda/hemihydrát, ze které bylo stanoveno smáčecí teplo hemihydrátu vyrobeného z energosádrovce

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 234

234

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Závislost hydratačního tepla na množství reagující vody v rozsahu hodnot 1 až 10 je uvedena na obr. 9, z něhož bylo extrapolací lineárního průběhu určeno, že uvolněné smáčecí teplo hemihydrátu v hydratační reakci podle rovnice CaSO4 · 0,5 H2O + 1 1/2 H2O → CaSO4 · 2H2O

(4)

má pro stechiometrické množství vody v/s = 0,1862 hodnotu 5,35 J·g–1. Závěr Výsledky experimentu ukázaly, že teplotní závislost hydratačního tepla hemihydrátu síranu vápenatého byla podstatná pouze v rozmezí 1 až 30 ˚C, kdy hydratační teplo kleslo o zhruba 15 %. V rozmezí 30 až 47 ˚C změny hydratačního tepla nebyly prokázány. Nepotvrdilo se tvrzení o teplotní stabilitě dihydrátu pouze do 40 ˚C, uváděné některými autory. Časový průběh dlouhodobého sušení zatvrdlé sádry při 73 ˚C ukázal, že teplotní mez rozkladu dihydrátu na hemihydrát je v blízkosti této teploty. Z průběhu hydratačních tepelných výkonů při přeměně hemihydrátu na dihydrát bylo stanoveno smáčecí teplo hemihydrátu, jehož hodnota byla pro energosádru 5,35 J·g–1. Z teplotní závislosti hydratačního tepla hemihydrátu síranu vápenatého i ze závislosti počátečních tepelných efektů na vodním součiniteli je zřejmé, že hydratační teplo hemihydrátu nelze definovat jedinou hodnotou bez uvedení dalších parametrů. O tom svědčí i práce Eipeltauera [19], který měřil rozpouštěcí teplo hemihydrátu a dihydrátu síranu vápenatého v 2M HCl, z výsledků počítal hydratační teplo a pozoroval značný rozptyl v hodnotách. Článek vznikl za podpory projektu MPO ČR FT-TA 3/005.

Literatura [1] Šatava, V.: Studie procesu tvrdnutí suspenzí sádry. [Doktorská dizertační práce], Praha, VŠCHT 1968, 89 s. [2] Škvára, F.: Sádrové maltoviny, Technologie anorganických pojiv I – Část 2. Vzdušné maltoviny, ostatní anorganická pojiva, technologické výpočty. Praha, VŠCHT 1995, s. 120–145. [3] Henning, O. – Lach, V.: Chemie ve stavebnictví. Praha, SNTL 1983, s. 136–139. [4] Schulze, W. – Tischer, W. – Lach, V.: Necementové malty a betony. Praha, SNTL 1990, s. 20–21. [5] Řičánek, M.: Sádra a její vlastnosti. [Sborník], seminář „Sádra v památkové péči“, Praha, STOP 2002, s. 4–13. [6] Turk, D. H. – Bounini, L.: The Effect of Sorbed Water on the Determination of Phase Composition of CaSO4.H2O Systems by Various Methods. In: The Chemistry and Technology of Gypsum, Philadelphia: American Society for Testing and Materials, 1984, pp. 49–56. [7] ČSN EN ISO 12 570 Tepelně vlhkostní chování stavebních materiálů a výrobků – Stanovení vlhkosti sušením při zvýšené teplotě. ČNI, 2001, 12 s. [8] ČSN EN 12 859 (ČSN 72 3610) Sádrové tvárnice – Definice, požadavky a zkušební metody. ČNI, 2002, 22 s. [9] Kupilík, V.: Chování sádry v různých provozních podmínkách. [Sborník], seminář „Sádra v památkové péči“, Praha, STOP 2002, s. 14–22. [10] Wirsching, F.: Calcium Sulfate. In: Ullmanns Encyclopedia of Industrial Chemistry, Vol. 6, Weinheim, Wiley-VCH Verlag 1983, pp. 90–94. [11] Rovnaníková, P. – Bayer, P. – Krmíčková, N.: Vliv zvýšené teploty na vlastnosti sádry [Sborník], seminář „Sádra 2005“, Brno, s. 39–43. [12] Bermiloudi, A. – Le Meur, G.: Mathematical and Numerical Analysis of Dehydration of Gypsum Plasterboards Exposed to

Fire. Applied Mathematics and Computation 163, 2005, pp. 1023–1041. [13] Ang, C. N. – Wang, Z. C.: The Effect of Water Movement on Specific Heat of Gypsum Plasterboard in Heat Transfer Analysis under Natural Fire Exposure. Construction and Building Materials 18, 2004, pp. 505–515. [14] Mehaffey, J. R. – Cuerrier, P. – Carisse, G.: A Model for Predicting Heat Transfer through Gypsum Board/Wood-Stud Walls Exposed to Fire. Fire and Materials 18, 1994, pp. 297–305. [15] Feldman, D. – Banu, D. – Hawes, D. W.: Development and Application of Organic Phase Change Mixtures in Thermal Storage Gypsum Wallboard. Solar Energy and Solar Cells, 36, 1995, pp. 147–155. [16] Hudson-Lamb, D. L. – Strydom, C. A. – Potgieter, J. H.: The Thermal Dehydration of Natural Gypsum and Pure Calcium Sulphate Dihydrate (Gypsum). Thermochimica Acta 282/283, 1996, pp. 483–492. [17] Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Měření hydratačního tepla sádry pomocí dvou různých typů kalorimetrů. Stavební obzor, 16, 2007, č. 8, s. 225–230. [18] Pavlík, Z.: Development of Semi-Scale Technique for the Assessment of Hydro-Thermal Performance of Multilayered Systems of Building Materiále. CTU Reports, Praha, 2004. [19] Eipeltauer, E.: Die Bedeutung kalorimetrischer Messungen für die Gipserzeugung und Gipspruefung. Zement-Kalk-Gips, 9, 1956, s. 501–505. [20] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva. Klasifikace. Všeobecné technické požadavky. Zkušební metody. ČSNI, 1980, 16 s.

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Effect of Temperature on Hydration and Thermal Stability of Gypsum This paper presents calorimetric measurements of gypsum using the KC 01 isothermal heat flow calorimetre. The measurements include the effect of temperature on gypsum hydration in the temperature range of 1-47 ˚C and the identification of the lowest temperature necessary for the achievement of dehydration of calcium sulphate dihydrate to hemihydrate.

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Der Einfluss der Temperatur auf die Hydratation von Gips und seine Stabilität Im Artikel werden mit Hilfe eines isothermen Kalorimeters KC 01 an Gips vorgenommene Messungen vorgestellt. Das Ergebnis ist einerseits die Bestimmung des Einflusses der Temperatur auf die Hydratation des Gipses in der Spanne von 1 bis 47 ˚C, andererseits das Finden der niedrigsten Temperatur, bei der es zur Dehydratation von Kalziumsulfat-Dihydrat zu Kalziumsulfat-Halbhydrat kommt.

Všechna čísla časopisu

STAVEBNÍ OBZOR si mohou čtenáři zakoupit v redakci časopisu a v prodejně technické literatury ČVUT, Bílá 90, Praha 6.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 235

Na úvod

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

235

Kalorimetrické stanovení obsahu anhydritu III v sádrovém pojivu RNDr. Vratislav TYDLITÁT, CSc. Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ, Ph. D. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha V článku jsou uvedena kalorimetrická měření obsahu β-anhydritu CaSO4 III v sádrovém pojivu. Pro ověření získaných výsledků je tato forma anhydritu vyrobena i uměle v laboratorních podmínkách a kalorimetricky je stanoveno její hydratační teplo.

Úvod Tepelné zpracování při výrobě sádry vede k odvodnění (dehydrataci) sádrovce (dihydrátu síranu vápenatého CaSO4 · · 2H2O) na sádru (hemihydrát síranu vápenatého CaSO4 · 1/2 H2O) podle endotermní rovnice CaSO4 · 2H2O → CaSO4·1/2H2O + 1 1/2H2O.

(1)

Rozlišují se dva odlišné postupy její výroby. První možností je suchý způsob, při kterém vzniká β-sádra (za kalcinačních podmínek mezi 110 až 180 ˚C při atmosférickém tlaku). V anglicky mluvících zemích je označována jako „stucco,“ „kettle stucco“ nebo nejčastěji „plaster.“ U nás se v elektrárně Počerady z odpadního energosádrovce vyrábí sádra v rotačních pecích při teplotě 110 až 160 ˚C. Tento produkt se obvykle označuje jako energosádra. Dalšími zdroji pro výrobu sádry jsou přírodní ložiska sádrovce nebo vedlejší produkty při výrobě v chemickém průmyslu, tzv. chemosádrovce [1]. Druhou možností je mokrý postup (pod tlakem). Potom vzniká při teplotách nad 100 ˚C v atmosféře nasycené vodní páry α-sádra. V daleko větším měřítku se ovšem používá β-sádra. Jde většinou o běžné druhy nižší pevnosti v porovnání s α-sádrou.

Druhy α-sádry dosahují výrazně vyšší pevnosti, ale při výrobě je nutné použít složitější technologie [2], [3]. I když oba typy jsou chemicky naprosto identické, liší se stupněm agregace (velikost krystalů, měrný povrch) a četností poruch v krystalové mřížce. Značně rozrušená mřížka β-sádry jí umožňuje rychleji reagovat s vodou. Oba typy krystalizují v pseudorombické soustavě [4]. V tomto článku se budeme podrobněji zabývat β-energosádrou, protože její výroba je technologicky méně náročná. Jde o perspektivní materiál, který může najít širší uplatnění ve stavebních aplikacích. Energosádra, stejně jako ostatní sádrová pojiva na stejné bázi, se skládá z hemihydrátu síranu vápenatého a několikaprocentního podílu anhydritu a nečistot. Nečistoty obsažené v sádrovém pojivu (převážně CaCO3) se při hydratačním procesu projeví snížením hydratačního tepla [J·g–1]. Množství anhydritu se projeví ve velikosti prvního maxima hydratačního výkonu, protože anhydrit při hydrataci reaguje nejprve na hemihydrát, podle rovnice (2), a následně se zpožděním na dihydrát [2], CaSO4 + 1/2H2O → CaSO4·1/2H2O + teplo. (2) Obsah nečistot v sádrovém pojivu je dán kvalitou, resp. čistotou, vstupní suroviny – sádrovce (dihydrátu síranu vápenatého). Zde pak můžeme rozlišovat mezi přírodními sádrovci, kde záleží na čistotě těžené suroviny a způsobu jejího čištění, chemosádrovci s příměsmi chemického původu, které vznikají při výrobě, a již zmiňovaným energosádrovcem, kde je čistota dána také kvalitou vstupních surovin a technologií výroby. Obsah β-anhydritu CaSO4 III v sádrovém pojivu je pak dán způsobem výroby – technologií a teplotou ohřevu [3]. V literatuře je fáze β-anhydrit III označována jako rozpustný anhydrit. Podrobnosti jednotlivých modifikací anhydritu jsou uvedeny v tab. 1, sestavené podle [2].

Tab. 1. Modifikace anhydritu síranu vápenatého Anhydrit III (A III)

Modifikace krystalová soustava

hexagonální

termodynamická stabilita formy syntetické podmínky (teplota [˚C], atm. tlak)

výrobní teplota [˚C]

Anhydrit II (AII)

Anhydrit I (A I)

rhombická

kubická

< 40 ˚C

40 – 1 180 ˚C

> 1 180 ˚C

β-A III β-A III´ α-A III α-A III, β-A III (50 a vakuum nebo 100 a atm. tlak) β-A III´ (100 a suchý vzduch)

A II-s (pomalu rozpustný) A II-u (nerozpustný) A II-E (Estrichová sádra)

β-A III a β-A III´: 290 α-A III: 110

300 – 900 A II-s : < 500 A II-u: 500 – 700 A II-E: > 700

200 – 1 180

> 1 180

komerčně se nevyrábí

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 236

236 Dále bude prezentována jednoduchá metoda pro oddělení hydratačního tepla β-anhydritu CaSO4 III od hydratačního tepla β-hemihydrátu CaSO4 · 1/2H2O při záznamu průběhu hydratačního výkonu v čase. Z rozdílu hydratačního tepla reakcí (1) a (2) je pak možné určit obsah anhydritu ve studovaném sádrovém pojivu. Druhá část článku se zabývá průběhem hydratace anhydritu ze sádry téhož původu jako v předcházející části. Anhydrit je uměle vyroben dehydratací dihydrátu v laboratorních podmínkách. Problematika hydratace anhydritu na dihydrát je řešena s ohledem na potřebu znalostí o časovém průběhu reakcí při tuhnutí směsí anhydritu a β-hemihydrátu. Směsi β-hemihydrátu síranu vápenatého s anhydritem jsou běžné suroviny pro výrobu sádrokartónových a sádrovláknitých příček a dalších sádrových výrobků. Metody Závislost hydratační reakce na čase se měřila kalorimetrem KC 01 [5], který byl použit k izotermnímu měření tepelného výkonu při laboratorní teplotě. Specifikace navážek je uvedena u experimentálních výsledků. Záznam výstupního napětí byl uložen v měřicí ústředně COMET MS2. Kalibrace kalorimetru byla provedena Joulovým teplem generovaným stejnosměrným výkonem na odporu 10 kΩ. Množství anhydritu bylo stanoveno jednoduchou metodou založenou na oddělení průběhu hydratace β-anhydritu III a hemihydrátu. Reakce se přisuzuje prvnímu maximu na záznamu hydratačního výkonu, které nastává téměř ihned po přidání vody k sádrovému pojivu. Druhý pík nastává se zpožděním a popisuje vývoj tepla při hydrataci hemihydrátu na dihydrát. Oddělení průběhu prvního maxima (přeměny β-anhydritu III na hemihydrát) a určení množství β-anhydritu A III bylo vypočteno na základě znalosti hydratačního tepla [2]. Pro podrobnější zkoumání chování β-A III jsme vyrobili tuto látku v laboratorních podmínkách. Materiály a vzorky Obsah a průběh hydratační reakce β-anhydritu CaSO4 III byl určován na vzorcích energosádry vyrobené z energosádrovce v elektrárně Počerady. Toto sádrové pojivo bylo podle ČSN 72 2301 [6] zatříděno jako G-13 B III. V prvním případě byly zkoušeny vzorky hemihydrátu dodávané výrobcem, ve druhém případě byl anhydrit vyroben laboratorně. Základní surovinou pro výrobu β-anhydritu III byl tedy také mletý dihydrát (energosádrovec), podle informací výrobce je jeho čistota okolo 98 %. Anhydrit byl vypálen z dihydrátu při teplotě 350 ˚C po dobu 240 minut. Poté byl vyjmut z pece a umístěn do exsikátoru se silikagelem, tj. do prostředí s relativní vlhkostí vzduchu blízkou nule. Před výpalem byl dihydrát předsušen v laboratorních podmínkách při teplotě 25 ˚C a relativní vlhkosti 50 %. Ztráta výpalem (25 % hm.) odpovídá teoretickému množství vody, resp. stechiometrickému rozdílu hmotnosti dvou molekul vody (2 H2O) mezi anhydritem a dihydrátem. Obsah dihydrátu v surovině, udávaný výrobcem, byl v souladu se zkouškou dehydratace dihydrátu na β-anhydrit III při 350 ˚C, kde bylo nalezeno 95,9 % sádrovce. Nečistoty tvořily Fe 0,029 %, Mg 0,066 % a nezreagovaný CaSO3. Obsah Ca byl 53,2 %. Výsledky a diskuze Hydratace hemihydrátu síranu vápenatého na dihydrát Průběh hydratačního výkonu, resp. vývoje hydratačního tepla energosádry, je prezentován na obr. 1. Závislost se měřila kalorimetrem KC 01 při laboratorní teplotě 25 ± 1 ˚C.

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 V tomto případě navážku tvořily 2 g energosádry, přidání 1,256 g vody trvalo přibližně 20 s. Na obrázku je patrné první maximum, které podle [7] přísluší právě hydrataci β-anhydritu CaSO4 III na hemihydrát. Tato reakce začíná okamžitě po přidání vody k sádrovému pojivu. Současně, na počátku s malým zpožděním a pomaleji, probíhá hydratace β-hemihydrátu CaSO4 · 1/2H2O na dihydrát až do druhého maxima v čase a je ukončena přibližně po 90 minutách.

Obr. 1. Průběh hydratačního tepla při hydrataci 1 g energosádry

K oddělení průběhu hydratačního výkonu β-anhydritu III z celkového průběhu jsme proložili naměřenou závislost hydratačního výkonu mezi dvěma body (zde v čase 930 s a 1 650 s z obr. 1) polynomem pátého stupně (obr. 2). Polynom vystihuje v daném intervalu uvedenou závislost se spolehlivostí R2 = 0,999 986.

Obr. 2. Polynom 5. stupně pro aproximaci průběhu hydratačního výkonu

Obr. 3. Počátek průběhu hydratačního tepla a aproximovaná data pomocí polynomu 5. stupně

Počátek průběhu hydratačního tepla a aproximovaná data, která byla získána pomocí polynomu 5. stupně, uvádí obr. 3.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 237

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 Polynom prochází počátkem a tvoří hranici mezi průběhem hydratace β-hemihydrátu CaSO4 · 1/2H2O a β-anhydritu CaSO4 III. Jestliže odečteme od naměřeného průběhu hydratačního tepla aproximovaná data získaná pomocí polynomu, dostaneme průběh samotné hydratační reakce β-anhydritu CaSO4 III. Oddělený průběh hydratačního výkonu anhydritu v závislosti na čase je na obr. 4. Maximum je přibližně 2 minuty po přidání vody k sádrovému pojivu. Hmotnostní obsah anhydritu byl vypočten z množství uvolněného tepla určeného integrací závislosti na obr. 1 s využitím hodnot hydratačního tepla z [2]. Obsah anhydritu v sádře byl v našem případě stanoven na 1,45 % hm.

Obr. 4. Oddělený průběh hydratačního tepla odpovídající hydrataci β-anhydritu CaSO4 III na hemihydrát

Při definici oddělovací funkce se vyskytují určité nejistoty, například při určení hraničních bodů aproximačního polynomu. Při prokládání hranice přímkou a kružnicí jsme našli obsahy anhydritu poměrně blízké hodnotám nalezeným pomocí polynomu. Ke zpřesnění získaných výsledků byly proto realizovány další experimenty, ve kterých byl změřen časový průběh hydratace samotného anhydritu III získaného termicky z β-hemihydrátu CaSO4. Navržená metoda může sloužit k orientačnímu stanovení obsahu anhydritu v energosádře, která neobsahuje dihydrát nebo nečistoty. Hydratace anhydritu síranu vápenatého na dihydrát Vzorek β-anhydritu III o hmotnosti 0,5 g byl vložen do reakční nádobky kalorimetru a společně s vodou (vodní součinitel 1) v injekční stříkačce umístěn do kalorimetru na vytemperování až do dosažení rovnovážného stavu celé soustavy. Měření probíhalo po přidání vody (maximálně 20 s) k anhydritu. Průběh hydratace vyrobeného β-anhydritu III je uveden na obr. 5. První velké maximum popisuje reakci vysoce reaktivního β-anhydritu III, která nastala ihned po přidání vody do nádobky s pojivem. Během několika desítek sekund

Obr. 5. Typický průběh hydratace laboratorně vyrobeného anhydritu

237 se rozpustil a došlo k jeho hydrataci na hemihydrát. Maximum 192 mW nastalo za 60 s po přidání vody, poté došlo k obdobně rychlému poklesu jako při vzestupu, až do času 14 minut, kde se nachází bod, který odpovídá minimu 15,5 mW. Dále byl pozorován opětovný nárůst hodnot až do druhého maxima 33,6 mW pro čas 2 800 s, pak průběh klesal až do nulových hodnot v čase 4 800 s (1,5 h). Z průběhu jsme se pokusili oddělit pouze ten, který odpovídá hydrataci ve vodě dobře rozpustného β-anhydritu III na málo rozpustný hemihydrát. K oddělení jsme opět použili aproximační polynom třetího stupně procházející počátkem, jak již bylo popsáno (R2 = 0,998). Oddělený průběh hydratačního výkonu je na obr. 6.

Obr. 6. Oddělený průběh hydratace anhydritu na hemihydrát

Druhé maximum odpovídá hydrataci henihydrátu na dihydrát, která probíhala kvůli malé rozpustnosti hemihydrátu ve vodě podstatně pomaleji (obr. 5). Hydratační teplo, měřené při 21 ˚C, bylo vypočteno ze tří zkoušek. Výsledky získané integrací křivky jednotlivých průběhů jsou uvedeny v tab. 2, kde jsou pro porovnání citovány hodnoty hydratačního tepla podle [2] a [8], popř. dopočty hodnot, které v tabulce nejsou. Tab. 2. Hydratační teplo

Naměřené Hydratace

Podle [2], [8] [J.g–1]

β-A III na HH

77 ± 10

63

HH na DH

109 ± 10

112

β-A III na DH

186 ± 4

175

Velikost hydratačního tepla reakce hemihydrátu na dihydrát byla vypočtena jako rozdíl hydratace průběhu β-anhydritu III na β-hemihydrát a β-anhydritu III na dihydrát. Obdobně byla určena velikost hydratačního tepla α-anhydritu na hemihydrát z literatury. Je nutné ovšem poznamenat, že hydratační tepla uváděná Wirschingem [2] jsou podle Eipeltauera [9] určena pomocí rozpouštěcí diferenční kalorimetrie synteticky připravených β-anhydritu III, hemihydrátu a dihydrátu v dvoumolární kyselině chlorovodíkové –11,7 %. Závěr V článku byl popsán průběh hydratace β-anhydritu III CASO4 laboratorně vyrobeného z dihydrátu (energosádrovce) záznamem závislosti tepelného výkonu na čase. Na průběhu reakce byla dobře patrná samostatná velice rychlá hydratace β-anhydritu III na hemihydrát a následná pomalej-

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 238

238 ší hydratace hemihydrátu na dihydrát. Naměřené hodnoty hydratačního tepla se shodují v rámci chyb měření s údaji udávanými v literatuře. Popsaný průběh hydratačních procesů objasňuje výskyt prvního maxima při hydrataci hemihydrátu (energosádry) na dihydrát. První maximum vývoje hydratačního tepla odpovídá přítomnosti malého množství β-anhydritu III. Ve velmi krátké době dochází k jeho rozpuštění a hydrataci na hemihydrát. Veškerý hemihydrát pak reaguje na dihydrát ve druhé fázi hydratace. Článek vznikl za podpory výzkumného záměru MŠMT MSM: 6840770031.

Literatura [1] Kašník, F.: Výroba sádry v ČSSR a možnost dalšího rozvoje. In: Sádra ve stavebnictví, Brno, Československá vědecko-technická společnost, 1967, s. 4–27. [2] Wirsching, F.: Calcium Sulfate. In: Ullmanns Encyclopedia of Industrial Chemistry, Vol. 6, Weinheim, Wiley-VCH Verlag 1983, pp. 90–94. [3] Wirsching, F.: Drying and Agglomeration of Flue Gas Gypsum. In: The Chemistry and Technology of Gypsum, Philadelphia: American Society for Testing and Materials, 1984, pp. 161–174. [4] Škvára, F.: Sádrové maltoviny, Technologie anorganických pojiv I, Část 2. Vzdušné maltoviny, ostatní anorganická pojiva, technologické výpočty. Praha, VŠCHT, 1995, s. 120–145. [5] Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Černý, R.: Vliv přísad na vývoj tepla při hydrataci sádry. [Sborník], 27. mezinárodní český a slovenský kalorimetrický seminář, Svratka, 2005, s. 157–163. [6] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva – Klasifikace, Všeobecné technické požadavky, Zkušební metody. ČSNI, 1979. [7] Fischer, H. B. – Nowak, S. – Ostradecký, I.: Změny vlastností alfa a beta sádry při uložení ve vlhkém prostředí. [Sborník], „Sádra 2005“, Brno, s. 12–16. [8] Hlaváč, J.: Základy technologie silikátů. Praha, SNTL 1998, s. 442. [9] Eipeltauer, E.: Die Bedeutung kalorimetrischer Messungen für die Gipserzeugung und Gipspruefung. Zement-Kalk-Gips, 9, 1956, s. 501–505.

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Calorimetric Determination of the Amount of Anhydrite III in Gypsum Binder This paper presents calorimetric measurements of the amount of β-anhydrite CaSO4 III in the gypsum binder. For the verification of the measured results, this form of anhydrite is also prepared artificially in laboratory conditions and its hydration heat is determined by the calorimetric method.

Tydlitát, V. – Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Černý, R.: Kalorimetrische Bestimmung des Gehalts von Anhydrit III im Gipsbindemittel Im Artikel werden kalorimetrische Messungen des Gehalts von β-Anhydrit CaSO4 III im Gipsbindemittel angeführt. Zur Überprüfung der gewonnenen Ergebnisse wird diese Form des Anhydrits auch künstlich unter Laborbedingungen hergestellt und seine Hydratationswärme kalorimetrisch bestimmt.

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007


rekonstrukce Gröbeho vila Dvoupatrová vila ve stylu italské renesance vznikala v letech 1871 až 1888 jako letní sídlo průmyslníka Gröbeho. Autorem projektu byl Antonín Barvitius, interiéry navrhl Josef Schulz. Fasádu pod střechou budovy zdobí pás fresek s motivy dětí, v přízemí domu se nachází prostorná terasa spojená dvouramenným schodištěm s vinicí. Z přízemní terasy se nabízí neopakovatelný výhled na jižní část Prahy. Okolí vily tvoří rozlehlý anglický park. V roce 1905 vilu i okolní stavby odkoupila Vinohradská obec. Bombardování v zimě 1945 a následný požár stavbu značně poničily, roku 1952 byla opravena a sloužila jako Dům pionýrů a mládeže. Úpravy v socrealistickém stylu však nebraly zřetel na historickou hodnotu architektury.

V současnosti jsou objekty ve správě Městské části Praha 2. V roce 2001 vyhrála výběrové řízení na kompletní rekonstrukci a využívání objektu Vily Gröbovka a Dolní Landhausky obecně prospěšná společnost CEELI Institut, o. p. s. První etapa rekonstrukce byla zahájena počátkem roku 2003, nejprve v přízemí, a v roce 2004 i v prvním patře. Renovovaná část objektu je využita jako vzdělávací centrum pro soudce, právníky a právní reformátory ze zemí celého světa. Celková obnova areálu Havlíčkových sadů začala opravou viničního altánu v roce 2002. Během současné rekonstrukce vily byly restaurátorsky ošetřeny a navráceny do původní podoby malby a sgrafita vlysu korunní římsy, malby v nikách na východní a západní části fasády, kamenné a zděné prvky a kovové mříže zábradlí teras a balkónů. Rekonstruovány byly pouze ty prvky, kde se dochoval originál nebo detailní archivní dokumentace. Ostatní části byly navrženy v soudobém jednoduchém pojetí s důrazem na perfektní detail.

Investor: CEELI Institut, o. p. s Zhotovitel: Skanska CZ, a. s. Architekt: Design Arcom, s. r. o. – Ing. arch. Hedvika Hronová, Ing. arch. Michal Hron, autorská spolupráce Ing. arch. Branka Čokorilo, Ing. arch. Stanislava Váchová

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 239

Na úvod

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

239

Kompozitní materiál na bázi energosádry Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ, Ph. D. RNDr. Vratislav TYDLITÁT, DrSc. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha Článek pojednává o novém kompozitním materiálu na bázi energosádry, který vznikl úpravou sádrového pojiva pomocí plastifikátoru, hydrofobizační přísady a polypropylenových vláken. U tohoto materiálu byly zjišovány základní, mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti, které pak byly porovnány s vlastnostmi naměřenými na referenční neupravené sádře a sádře upravené pouze plastifikátorem nebo hydrofobizační přísadou.

Úvod V pracích [1], [2] byly publikovány výsledky výzkumu zaměřeného na úpravu užitných vlastností energosádry. Pro zlepšení mechanických, tepelných a vlhkostních parametrů byla energosádra upravována pomocí přísad. Ke zlepšení mechanických vlastností byla hledána vhodná plastifikační přísada, podobně byla ve snaze omezit negativní účinek vlhkosti na vlastnosti zatvrdlé sádry hledána hydrofobizační přísada. V obou případech se podařilo najít přísady, které lze uplatnit při úpravách vlastností energosádry vyráběné v elektrárně Počerady společnosti ČEZ. Vytypované přísady sice určité vlastnosti zlepšily, jiné však negativně ovlivnily. Typickým příkladem bylo použití hydrofobizační přísady, která sice zpomalila pronikání vlhkosti do materiálu, ale zároveň způsobila výrazné zhoršení mechanických vlastností, konkrétně pevnosti v tlaku a v tahu za ohybu. Logickým pokračováním uvedených výzkumných prací je hledat kombinaci přísad, v našem případě plastifikačních a hydrofobizačních, najít jejich optimální poměr v sádrovém pojivu a použít plniva či vláknovou výztuž. Pak již můžeme hovořit o vytváření kompozitních materiálů. Kompozitní materiály na bázi sádry jsou v zahraničí často označovány jako GBCM (Gypsum-Based Composite Materials). Jeden z takovýchto materiálů byl ověřován v Mexiku [3]. Sádrové pojivo bylo upraveno pomocí styren-butadien latexu (SBR) v poměru latexu a sádry 0,05 : 0,20. Měřena byla objemová hmotnost, ohybová pevnost, modul pružnosti. Vliv latexu na mikrostrukturu se sledoval elektronovým mikroskopem ESEM. Výsledky byly porovnávány s hodnotami zjištěnými na neupravené sádře. Colak [4] upravoval sádru zpěňovacími přísadami. Na podporu reakce používal kyselinu citrónovou jako retardér a karboxylmethylcelulosu (CMC) jako přísadu zvyšující viskozitu na podporu pěny a vytváření plynu při reakci. U hotových výrobků porovnával objemovou hmotnost a pevnost v tlaku. Tazawa [5] u sádropolymerových kompozitů, které byly nejdříve vakuovány, a poté impregnovány methylmetakrylátem (MMA) a azobisisobutyronitrilem v podobě lázně po dobu 20 hodin při 60 ˚C, porovnával ohybovou pevnost, pevnost v tlaku a modul pružnosti. Pro zlepšení mechanických vlastností se do sádry většinou přidávají vlákna, která vyztužují matrici. Důležitá je jejich

tlouška a délka, soudržnost s matricí, rozmístění v matrici a jejich orientace. Obecně je známé používání vláken skleněných (nárůst pevnosti v tahu za ohybu je až o 65 %) a polyamidových (nárůst o 75 % při délce vlákna 10 mm a 5 % hm.). Nejčastěji se používají vlákna polypropylénová o tloušce několika mikrometrů nebo skleněná typu E-glass o délce 3 až 40 mm [6]. Sádrokartónové desky také obsahují určité množství skleněných vláken [7], [8]. Další úpravy vkládáním polymerních materiálů prováděli Bijen a Plas [9], kteří vyztužili sádru skleněnými vlákny typu E-glass (až 13 % hm. matrice) a upravovali pojivo, jímž byla v tomto případě α-sádra, polymery typu Forton na bázi akrylového polymeru. Jeden se vyrábí přímo pro použití v sádrovém pojivu, druhý se přidává do cementu. Dalšími složkami byly plastifikátor – melamin, retardér tuhnutí, katalyzátor a přísada zabraňující pěnění. Pro tři materiály s různým složením se zjišovala objemová hmotnost a závislost pevnostních charakteristik (ohybová pevnost, pevnost v tahu a dlouhodobé únavové namáhání) při proměnlivém uložení – vliv teploty a vlhkosti. S tímto materiálem, označeným v Nizozemí jako Forton-Jesmonite PGRG (Polymer-Modified Glass Fiber Reinforced Gypsum), se počítá i pro aplikace v exteriéru. Materiály s vláknovou výztuží se v zahraničí zabývalo několik dalších výzkumných týmů, např. Singh a Garg [10] zkoumali materiál na bázi fosfosádry s přídavkem strusky/ /popílku a cementu/vápna. Jeden z materiálů, označený jako WRGB, vyztužovali vlákny ∅ 8 až10 µm délky 50 mm a dávkováním 4 % hm. Zkoumaly se snímky skleněného vlákna po zatížení teplotou. Byl zjištěn dobrý kontakt mezi vlákny a matricí. Yu-Fei [11] měřil na stěnových panelech ze sádry vyztužené skleněnými vlákny pevnost v tlaku, modul pružnosti, součinitel teplotní délkové roztažnosti a požární odolnost. Fudali a kol. [12] vyztužovali sádrové panely skleněnými vlákny a měřili ohybovou pevnost. Guozhong a kol. [13] používali bavlněná vlákna pro vyztužení materiálu na bázi sádra/struska a měřili modul pružnosti, pevnost v ohybu suchého a mokrého vzorku, vlhkostní absorpční součinitel vody. U sádrovláknitých desek, kde bychom mohli hledat jistou analogii, jsou plniva nedílnou součástí finálního výrobku. Například desky FERMACELL jsou vyráběny ze sádry vyztužené vlákny z recyklovaného papíru. Do sádrokartónových desek se jako plnivo přidává drcený odpad vzniklý při jejich výrobě [7]. Chung a Zheng [14] zkoumali elektrický odpor uhlíkových vláken v kompozitním materiálu na bázi sádry. Tento materiál obsahoval α-sádru, uhličitan vápenatý (3 % hm.), portlandský cement (5 % hm. sádry) a již zmíněná vlákna délky 3 mm a ∅ 12 µm. Jako další přísady byly použity kyselina citrónová 0,05 % (retardér), síran hlinitý 0,5 % (přísada pro zvýšení pevnosti), vodní součinitel byl 0,34. Měřil se elektrický odpor v závislosti na množství vláken a přísadách. Singh a Garg [15] vyztužovali upravenou sádru skleněnými vlákny a určovali např. objemovou hmotnost, ohybovou pevnost v závislosti na čase, pevnost v tahu a součinitel tepelné vodivosti. Taha [16] stabilizoval sádru portlandským

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 240

240 cementem (do 11 % hm.) a určil modul pružnosti, objemovou hmotnost a pevnost v tlaku. V Polsku se prováděly pokusy s materiálem, který obsahoval v různých hmotnostních koncentracích fosfosádru (30–70 %), popílek (15–70 %), vápno (5–15 %), písek (do 65 %) a vodní sklo. Na vzorcích se zkoumaly především mechanické vlastnosti v závislosti na poměru jednotlivých složek [17]. Další možností je např. výroba desek na bázi dřevo/sádra tloušky 10,0–11,5 mm, kde se k sádře přidává dřevěná hmota ve formě třísek z odpadního dřeva. Při množství třísek 10–15 % hm. bylo dosaženo podobných mechanických vlastností, jaké mají sádrokartónové desky [18], [19]. Kumar [20] vyvíjel levný stavební materiál ve formě cihel (FaL-G) a panelů na bázi popílku, vápna a fosfosádry; množství sádry se pohybovalo od 5 do 30 % hm. Porovnával pevnost v tlaku v závislosti na čase a teplotě, nasákavost a objemovou hmotnost. Podle jeho výsledků se sádra chovala lépe jako pojivo než vápno. Colak [21] upravoval sádru latexem, a to až do poměru 10 % hm. (latex/sádra), a zároveň měnil i hodnotu vodního součinitele. Měřil objemovou hmotnost, pórovitost, pevnost v tlaku a tahu, dobu tuhnutí. Klein a von Ruffer [22] přidávali do sádry hydratované vápno pro snížení expanze při jejím tuhnutí. Murat a Attari [23] upravovali sádru jílovými minerály, jako je kaolin, metakaolin, Ca-montmorilonit, muskovit, mastek, a jako další přísadu použili křemenný písek. Uvedli také pevnost v ohybu a tlaku v závislosti na přísadě, její koncentraci, času a vlhkosti prostředí. Singh a Garg [24] zkoumali směsné sádrové pojivo odolné proti vodě; tento materiál se skládal z fosfosádry, strusky, portlandského cementu a organického retardéru. Dále porovnávali s běžným sádrovým pojivem objemovou hmotnost, nasákavost, pH a pevnost v tlaku v období 1 až 28 dní. Nový materiál neměl jen výrazně lepší vlhkostní vlastnosti, ale dosahoval vyšší pevnosti. Verbeek a du Plessis [25] zkoumali kompozitní materiál na bázi fosfosádry, do kterého byl přidán vermikulit, fenolformaldehydová pryskyřice a katalyzátor. Po vytvoření směsi byly vzorky lisovány tlakem 1 MPa. Jak je vidět, zlepšením užitných vlastností sádry se zabývalo relativně velké množství výzkumných týmů na celém světě. Věnovaly se však vždy pouze specifické problematice a rozsáhlejší sada parametrů nových kompozitních materiálů na bázi sádry nebyla v žádném z citovaných případů stanovena. Bez širších znalostí mechanických, tepelných a vlhkostních vlastností není ovšem možné uvažovat o výraznějším uplatnění materiálů a výrobků na bázi sádry. Znalost základních parametrů materiálů je nezbytná např. při návrhu obvodového pláště na bázi energosádry a komplexní analýze funkčnosti obvodového pláště [26]. Metody Použité metody je možné rozdělit do dvou úrovní. První sloužila k výběru vhodné kombinace plastifikátoru (Melment F 4000, Peramin SMF 20) [1] a hydrofobizační přísady (Imesta IBS 47, Zonyl 301 a Zonyl 9027) [2] v sádrové směsi a určení množství polypropylénových vláken. Ve druhé úrovni byly stanoveny mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti dvou vytypovaných směsí (s těmito vlákny a bez nich) a následně porovnány s vlastnostmi vzorků z neupravené energosádry. Základními vlastnostmi, podle kterých se vybíraly perspektivní přísady pro úpravu vlastností energosádry, byly mechanické vlastnosti – pevnost v tahu a pevnost v tlaku – a nasákavost. Mechanické vlastnosti se ověřovaly v souladu s ČSN 72 2301 [27]. Zkouška pevnosti v tahu za ohybu se prová-

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 děla na normových tělíscích o rozměrech 40 x 40 x 160 mm standardním tříbodovým ohybem. Pevnost v tlaku byla stanovena na zlomcích tělísek po zkoušce pevnosti v tahu za ohybu, zatěžovací plocha lisu byla 40 x 40 mm. Nasákavost byla stanovena klasickým trojrozměrným experimentem. Vzorky byly uloženy do plastové nádoby s horní plochou 1 cm pod hladinou vody. Následně se vzorek v pravidelných intervalech vyjímal z lázně a vážil až do ustálení hmotnosti. Ve druhé části prací byly detailně stanoveny mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti upravené sádry. Pevnost v tahu za ohybu a v tlaku se určovala v intervalech: 2 hodiny, 1 den, 3 dny, 7 dní, 14 dní a 28 dní. Při této zkoušce se také sledovala vlhkost vzorků. Zkouška se prováděla na zařízení WPM 100 kN, rozsah stupnice 0–20 kN [1]. Výsledná pevnost v tlaku jedné sady (tří vzorků) byla vypočtena jako aritmetický průměr výsledků šesti zkoušek po vyloučení největší a nejmenší hodnoty. Objemová hmotnost, hustota matrice a otevřená pórovitost byly stanoveny využitím experimentu s vakuovou pumpou a stanovením Archimédovy hmotnosti, pro kontrolu byla objemová hmotnost stanovena vážením a měřením lineárních rozměrů vzorků. Součinitel tepelné vodivosti, měrná objemová tepelná kapacita a součinitel teplotní vodivosti byly ověřovány pomocí přístroje ISOMET 2104. Měření bylo provedeno na krychlích s hranami 70 mm pro několik vlhkostních stavů, aby bylo možné stanovit závislost těchto parametrů na obsahu vlhkosti ve vzorcích. Z vlhkostních vlastností v hygroskopické oblasti byl určen pomocí stacionární metody cup bez teplotního spádu (s prostředím 5/30 % a 35/90 % relativní vlhkosti) faktor difúzního odporu vodní páry [28]. Sorpční a desorpční izoterma vlhkosti byla určena exsikátorovou metodou, přičemž byla simulována různá relativní vlhkost pomocí roztoků solí. Z transportních parametrů kapalné vlhkosti byl stanoven součinitel absorpce vody a průměrná hodnota součinitele vlhkostní vodivosti v jednoduchém experimentu na vzorcích 50 x 50 x 25 mm. Vzorek na kovové konstrukci, izolovaný proti vodě a vlhkosti na čtyřech stěnách pláště, byl umístěn nad nádobu s vodou tak, aby jeho spodní čelo bylo ponořeno 2 mm pod hladinou. Konstrukce se vzorkem byla současně položena na vahách propojených s počítačem, umožňujícím automatickou registraci dat. V dalším experimentu byl stanoven součinitel vlhkostní vodivosti v závislosti na vlhkosti. Pro zjištění obsahu vlhkosti byla použita metoda založená na principu měření změny kapacity kondenzátoru [29], jehož dielektrikem je zkoumaný materiál. K měření byl použit kapacitní senzor, plošná sonda měla tvar deskového kondenzátoru s rozměry 20 x 40 mm, měřicí frekvence byla 250 až 350 kHz. Vlhkostní profily byly určeny při simulování jednorozměrného transportu vlhkosti v horizontální poloze, aby byl vyloučen vliv gravitace. Měření probíhalo na vzorcích izolovaných na všech stranách kromě obou čel po délce každých 5 mm. Poslední čtení bylo provedeno, když fronta vlhkosti dosáhla přibližně poloviny délky vzorku. Poté byl vzorek rozřezán a skutečné rozložení vlhkosti ve vzorku určeno gravimetrickou metodou. Ze získaných výsledků byla vytvořena kalibrační křivka. Souhrnná kalibrační křivka pro sádru byla určena z hodnot měření na šesti vzorcích, aby byla získána přesnější data. Vlhkostní profily byly potom určeny zpětně pomocí této kalibrační křivky. Součinitel vlhkostní vodivosti byl vypočítán z vlhkostních profilů Matanovou metodou [30]. Materiály a vzorky Energosádra z elektrárny Počerady se vyrábí z odpadního energosádrovce a je v současné době dostupná ve velkém

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 241

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

241

množství. Dalším argumentem pro její použití je i skutečnost, že jde o nízkoenergetický a ekologický materiál. Vodní součinitel voda/sádra pro referenční sadu S0 byl 0,627, což odpovídá normální konzistenci podle ustanovení [27]. V souladu s touto normou byla energosádra zatříděna jako pojivo G-13 B III. Výroba vzorků se řídila instrukcemi normy [27]. Měření probíhalo v laboratorních podmínkách s teplotou 25 ± 1 ˚C a relativní vlhkostí 50 ± 2 %. Vzorky byly sušeny při maximální teplotě 40 ˚C. Ve spolupráci s VUT v Brně (tým prof. Rovnaníkové) byly vytypovány přísady a jejich nejvhodnější kombinace v sádrové směsi společně s vodním součinitelem (tab. 1). Tab. 1. Složení sádrových směsí Materiál

Typ přísady/ Plnivo

Přísada/ Plnivo

Množství [% hm.]

Vodní součinitel

Výsledky Základní vlastnosti, konkrétně objemová hmotnost, hustota matrice a otevřená pórovitost, zkoumaných materiálů pro maximální sušicí teplotu 40 ˚C jsou uvedeny v tab. 2. U materiálu S1 byla objemová hmotnost vyšší asi o 100 kgm-3 v porovnání s referenční sadou S0, otevřená pórovitost se u materiálu S1 naopak snížila. V porovnání s materiálem S0 se objemová hmotnost pro materiál S3 mírně snížila, ale otevřená pórovitost se zvýšila. U materiálů S6 a S7, kde by se měla do jisté míry projevit kombinace plastifikátoru a hydrofobizační přísady, došlo také k nárůstu objemové hmotnosti asi o 100 kgm-3 v porovnání s referenční sadou. Výraznější rozdíly se projevily u otevřené pórovitosti; tyto změny korespondují se změnami objemové hmotnosti, největší rozdíl byl mezi materiály S6 a S0. Tab. 2. Porovnání základních vlastností

Materiál S0

–

–

–

0,627

S1

plastifikátor

Peramin SMF 20

0,5

0,500

S3

hydrofobizační

Imesta IBS 47

0,5

0,627

plastifikátor

Peramin SMF 20

1

S6

S7

0,500

Objemová hmotnost

Hustota matrice

[kgm-3]

Otevřená pórovitost [% objemu]

S0

1 170

1 900

38

S1

1 270

1 950

35

hydrofobizační

Imesta IBS 47

1

S3

1 100

1 900

42

plastifikátor

Peramin SMF 20

1

S6

1 280

1 900

33

hydrofobizační

Imesta IBS 47

1

S7

1 265

1 880

33

polypropylénová vlákna

Fibrexcrete

1

0,500

Peramin SMF 20 je plastifikační přípravek, který bychom mohli označit jako „superplastifikátor“. Patří do skupiny výrobků na bázi melaminu, které se běžně používají do betonových směsí. Přípravek, dodávaný švédskou firmou PERSTORP AB jako prášek, se dávkuje od 0,3 do 1,0 % hm. Podle technického listu je určen pro maltové směsi na bázi cementu nebo sádrovce a betonu. Nemá, resp. má jen velmi malý, retardační účinek. Pro sadu zkušebních těles S1 byl použit v koncentraci 0,5 % hm., pro sady S6 a S7 v koncentraci 1 % hm. Příslušné množství bylo přidáno k sádře a za sucha promícháno. Imesta IBS 47 je hydrofobizační přísada od firmy IMESTA, Dubá u České Lípy. Přípravek je podle technického listu přímo určen k hydrofobizaci sádry a sádrových směsí. Má bílou barvu a zamíchává se do suché sádry před smísením s vodou. Dávkování výrobce stanoví 0,5–2,0 % hm. suché sádry. Tento přípravek byl použit pro výrobu směsi S3 v množství 0,5 % hm. a u sádrových směsí S6 a S7 1 % hm. Do „finální“ sádrové směsi S7 byla přidána polypropylénová vlákna Fibrexcrete výrobce STACHENA, Kolín. Vlákna ∅ 18 µm a délky 4 mm jsou na povrchu lubrikována. Na stavbách se přidávají do čerstvé betonové směsi. V běžné dávce 0,6 kgm-3 je pak obsaženo více než 200 miliónů vláken. Podle výrobce brání vzniku smršovacích trhlin v počátcích tuhnutí a tvrdnutí směsi, čímž zlepšují mrazuvzdornost, vodotěsnost a odolnost betonu vůči klimatickým a chemickým vlivům. Mají zvýšit lomovou a rázovou houževnatost a odolnost vůči únavovému namáhání a omezení obrusnosti povrchu. Polypropylénová vlákna byla přidána do směsi S7 v množství 1 % hm. suché směsi.

Základní mechanické vlastnosti – pevnost v tlaku a pevnost v tahu za ohybu – jsou uvedeny na obr. 1 a obr. 2. Z výsledků prezentovaných na obr. 1 je patrné, že u většiny materiálů se dvouhodinová, jednodenní a třídenní pevnost téměř neliší, pak dochází k výraznějšímu nárůstu. Pro materiály S0 a S1 se pevnost v tlaku zdvojnásobila. Poněkud jinak se chovaly materiály S6 a S7, kdy se dá podle získaných hodnot vysledovat časová závislost pevnosti v tlaku, která má vzrůstající tendenci ve sledovaném období.

Obr. 1. Pevnost v tlaku v závislosti na čase

U materiálu S1 s přídavkem plastifikátoru se zvýšila pevnost v tlaku v porovnání s neupravenou energosádrou (materiálem S0) po 28 dnech přibližně o 5 MPa. Naopak u materiálu S3 pevnost v tlaku v porovnání s referenčním materiálem klesla, 28denní pevnost se snížila o 8 MPa. Kombinace plastifikátoru a hydrofobizační přísady u materiálu S6, a hlavně S7, který obsahuje navíc polypropylénová vlákna, vedla ke zlepšení pevnosti v tlaku a 28denní pevnosti jsou nižší již jen o 6 MPa, resp. 1,5 MPa v porovnání s referenčním materiálem S0, což můžeme považovat za pozitivní jev.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 242

242

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Obdobně je na obr. 2 porovnána pevnost v tahu za ohybu v závislosti na čase pro zkoumané materiály. Zvolené intervaly jsou identické jako v předchozím obrázku. Můžeme pozorovat, že redukce vodního součinitele u materiálu S1 měla za následek zvýšení pevnosti v tahu za ohybu v porovnání s referenčním materiálem S0. Trendy nárůstu pevnosti v tahu za ohybu měly obdobný charakter jako u pevnosti v tlaku. Pro první tři měřené úseky byly hodnoty pro jednotlivé materiály téměř stejné. Pak následoval nárůst mezi 3. a 7. dnem; ten byl nejvyšší pro materiál S1, v porovnání s materiálem S0 se hodnota pevnosti v tahu za ohybu u tohoto materiálu po 28 dnech zvýšila o 2 MPa. Hydrofobizační přísada u materiálu S3 vedla ke snížení pevnosti v porovnání s referenčním materiálem, zde se pevnost v tahu za ohybu snížila asi o 2 MPa. U materiálu S6 došlo ještě k výraznějšímu poklesu, a to o 4 MPa. Kombinace plastifikátoru a hydrofobizační přísady zde neměla tak pozitivní vliv jako u pevnosti v tlaku. Jistého zlepšení bylo dosaženo u materiálu S7, který v porovnání s materiálem S6 obsahuje polypropylénová vlákna. Zde byla naměřena pevnost v tahu za ohybu o 2,2 MPa nižší než u referenčního materiálu S0.

podobné výsledky byly zjištěny u materiálu s hydrofobizační přísadou S3. Výraznější pozitivní snížení vlhkostních vlastností bylo zjištěno u materiálů S6 a S7 v porovnání s referenčním materiálem, kde došlo k redukci vlhkostního absorpčního součinitele o jeden až dva řády a k redukci průměrné hodnoty součinitele vlhkostní vodivosti o dva a tři řády.

Obr. 3. Výsledky absorpčního experimentu

Hodnoty faktoru difúzního odporu vodní páry, naměřené pro dvě různá prostředí – 5/30 a 35/90 % relativní vlhkosti, jsou uvedeny v tab. 3. V porovnání s materiálem S0 byly téměř identické pro materiály S1 a S3, o 30 % vyšší pak byly u vzorků S6 a S7. Tyto trendy byly obdobné pro oba sledované stavy, mírně vyšší hodnoty byly naměřeny pro prostředí s relativní vlhkostí 5/30 %. Vlhkostní profily, upravené pomocí Boltzmannovy transformace, jsou uvedeny na obr. 4. Po úpravě je možné porovnávat na svislé ose maximální hodnoty hmotnostní vlhkosti.

Obr. 2. Pevnost v tahu za ohybu v závislosti na čase

Z vlhkostních vlastností jsou na obr. 3 znázorněny výsledky získané při absorpčním jednorozměrném experimentu, které simulují chování materiálů při kontaktu s vodní hladinou. Vypočtené hodnoty jsou uvedeny v tab. 3. Porovnání s referenčním materiálem ukazuje, že přísady výrazným způsobem ovlivnily vlhkostní absorpční součinitel a průměrnou hodnotu součinitele vlhkostní vodivosti. U materiálu S1 měl plastifikátor pozitivní vliv, protože vlhkostní absorpční součinitel se snížil asi o polovinu a průměrná hodnota součinitele vlhkostní vodivosti se snížila asi na třetinu. V podstatě Obr. 4. Vlhkostní profily upravené pomocí Boltzmannovy transformace

Tab. 3. Vlhkostní vlastnosti

Vlhkostní absorpční Materiál součinitel [kgm–2s–1/2]

Průměrný součinitel vlhkostní vodivosti [m2s–1]

Faktor difúzního odporu vodní páry [–] 5/30 % 35/90 % rel. vlhkosti rel. vlhkosti

S0

0,300

6,1 E-7

14,3

13,1

S1

0,138

1,6 E-7

14,2

13,2

S3

0,144

1,2 E-7

15,1

14,7

S6

0,017

2,7 E-9

18,1

17,2

S7

0,009

7,6 E-10

18,5

17,5

Z výsledků je patrné, že maximální vlhkost byla v souladu s pórovitostí materiálů (tab. 2). Na vodorovné ose je ukázán postup vlhkosti materiálem. Jak je vidět, bylo dosaženo velice rozdílných výsledků. Do poloviny délky vzorku, 150 mm, dorazila vlhkost u referenčního materiálu S0 za několik hodin, u materiálu S7 to trvalo asi 10 dní. Porovnání součinitele vlhkostní vodivosti v závislosti na hmotnostní vlhkosti je uvedeno na obr. 5. U materiálů S6 a S7 došlo proti referenčnímu S0 ke snížení hodnot součinitele vlhkostní vodivosti o dva řády. Průměrné hodnoty součinitele vlhkostní vodivosti z tab. 3 jsou uvedeny na obr. 5.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 243

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Obr. 5. Součinitel vlhkostní vodivosti

Při měření sorpčních izoterem vlhkosti, uvedených na obr. 6, bylo zjištěno, že materiál S0 absorboval maximálně 0,05 kgkg-1, u ostatních byla tato hodnota ještě nižší – nejnižší pro S7. U ostatních materiálů, kromě S1, se zvýšily hodnoty desorpčních izoterem vlhkosti v porovnání s materiálem S0. Z tepelných vlastností je na obr. 7 nejprve porovnána závislost součinitele tepelné vodivosti na hmotnostní vlhkosti. Z výsledků je patrné, že průběh závislosti součinitele tepelné vodivosti na vlhkosti ve sledované oblasti nemá vždy přímkový charakter. Nejpřesnější vyjádření je pomocí regresní křivky ve tvaru polynomu druhého stupně. U refe-

243 renčního materiálu S0 a materiálu S7 je tato závislost konkávního charakteru a u ostatních konvexního, resp. téměř přímkového. Hodnoty spolehlivostí R2 se pohybují mezi 0,941 až 0,992. Také je zřejmé, že maximální hodnoty součinitele tepelné vodivosti jsou závislé na vlastnostech materiálu, resp. jeho schopnostech akumulace vody. Z hlediska těchto průběhů se pak nejlépe při porovnání s referenční sadou S0 chová materiál s hydrofobizační přísadou S3. Horší vlastnosti pak vycházejí u upravených materiálů S6 a S7 a ještě nepříznivější jsou pro materiál S1 s plastifikátorem. U referenčního materiálu se hodnota součinitele tepelné vodivosti, naměřená při nulové vlhkosti, zvýšila asi na dvojnásobek, u ostatních materiálů je tomu také přibližně tak. Hodnoty měrné objemové tepelné kapacity v závislosti na hmotnostní vlhkosti jsou uvedeny na obr. 8. Všechny závislosti mají přímkový charakter, protože byly počítány podle směšovacího pravidla z hodnot naměřených v suchém stavu. Hodnocení dosažených výsledků je stejné jako v předchozím případu. Maximální hodnoty jsou také závislé na příslušné hmotnostní vlhkosti. Pro větší názornost jsou v tab. 4 uvedeny základní tepelné vlastnosti, které odpovídají uložení materiálu v laboratorním prostředí s relativní vlhkostí 50 ± 2 % a teplotou 25 ± 1 ˚C.

Obr. 8. Závislost měrné objemové tepelné kapacity na hmotnostní vlhkosti

Tab. 4. Základní tepelné vlastnosti, přirozený stav

Obr. 6. Adsorpční a desorpční izotermy vlhkosti

Obr. 7. Závislost součinitele tepelné vodivosti na hmotnostní vlhkosti

Materiál

Součinitel tepelné vodivosti [Wm–1K–1]

Měrná objemová tepelná kapacita [Jm–3K–1]

S0

0,43

1,58 E+6

S1

0,53

1,63 E+6

S3

0,40

1,56 E+6

S6

0,51

1,61 E+6

S7

0,50

1,61 E+6

Diskuze Základní vlastnosti – objemová hmotnost a otevřená pórovitost – byly ovlivněny především vodním součinitelem. U materiálů S1, S6 a S7 s plastifikační přísadou Peramin SMF 20 byl tento efekt patrný, protože v porovnání s materiálem S0 se zvýšila objemová hmotnost, otevřená pórovitost se naopak snížila. Opačného efektu bylo dosaženo po přidání hydrofobizační přísady u materiálu S3.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 244

244 U pevnosti v tlaku a v tahu za ohybu se projevily vlivy popsané u základních vlastností, kde se zvyšující se hodnotou otevřené pórovitosti klesaly mechanické charakteristiky. Dalším vlivem byl efekt hydrofobizačních přísad, které díky specifickým vlastnostem obecně snižují pevnost materiálů. U materiálů S6 a S7 šlo o kombinaci obou vlivů. Zvýšené množství plastifikátoru (v porovnání s materiálem S1) redukovalo negativní vliv vyššího množství hydrofobizační přísady (materiál S3). V porovnání s materiálem S3 byla pak pevnost téměř stejná a u materiálu S7, který navíc obsahoval polypropylénová vlákna, byla 28denní pevnost vyšší. Jedním z rozhodujících činitelů u vlhkostních vlastností byl druh a množství přísady, které ovlivnily základní vlastnosti – především otevřenou pórovitost. S nižší hodnotou pórovitosti se zlepšovaly parametry transportu kapalné vlhkosti, to platí pro materiál S1 v porovnání s materiálem S0. U materiálu S3 pak šlo o vliv hydrofobizační přísady na úpravu pojiva, u materiálu S3 (při použité koncentraci 0,5 % hm.) nebyl tento vliv výrazný. U materiálů S6 a S7 došlo opět ke kombinaci vlivu plastifikátorů a hydrofobizačních přísad. Stejná hydrofobizační přísada jako u materiálu S3, ale v dvojnásobné koncentraci (1,0 % hm.) a v kombinaci se sníženou hodnotou otevřené pórovitosti, výrazným způsobem zpomalila transport kapalné vlhkosti při simulaci jednorozměrného absorpčního experimentu, to je zřetelné při porovnání hodnot absorpčního koeficientu a průměrné hodnoty součinitele vlhkostní vodivosti. Tyto výsledky potvrzují i naměřené vlhkostní profily a průběh součinitele vlhkostní vodivosti v závislosti na hmotnostní vlhkosti. Při porovnání průměrného součinitele vlhkostní vodivosti a součinitele vlhkostní vodivosti v závislosti na vlhkosti je patrné, že se tyto průběhy pro materiály, které nejlépe vedou vodu (S0 a S3), protínají ve vyšší hodnotě, než je tomu pro ostatní materiály, které lépe brání pronikání kapalné vlhkosti. Faktor difúzního odporu vodní páry zůstal pro srovnatelná prostředí pro materiály S0, S1 a S3 téměř stejný, z toho je patrné, že úprava tento parametr neovlivnila. Vyšší hodnoty v porovnání s referenčním S0 byly naměřeny pro materiály S6 a S7. Při transportu plynné vlhkosti měla rozhodující vliv hydrofobizační přísada v kombinaci se sníženou hodnotou otevřené pórovitosti. Průběh a hodnoty sorpčních a desorpčních izoterem vlhkosti byly opět závislé na základních vlastnostech a přísadách. U vzorků s hydrobizační přísadou došlo ke snížení maximální hodnoty nasorbované vlhkosti, přičemž nejvýraznější byl tento efekt u materiálu S7. To je nepochybně pozitivní výsledek. Tvar desorpční izotermy u těchto materiálů však byl méně příznivý než u referenčního S0. To je pravděpodobně dáno hydrofobizační přísadou, ale i velikostí pórů a jejich tvarem, z těchto důvodů pak resorbovaly tyto materiály v porovnání s materiálem S0 méně vlhkosti. Výsledky ověřování tepelných vlastností korespondovaly s hodnotami otevřené pórovitosti. Tepelné vlastnosti se zlepšovaly s rostoucí hodnotou otevřené pórovitosti. Studované parametry se zhoršovaly také vlivem zvyšující se hmotnostní vlhkosti. Při celkovém hodnocení vlivu přísad je na základě měření vlastností upravené sádry a jejich porovnání s vlastnostmi referenční sádry možno formulovat následující závěry. U použitého plastifikátoru PERAMIN SMF 20 (materiál S1, S6 a S7) byla nalezena vhodná koncentrace a možnost kombinace s hydrofobizační přísadou Imesta IBS 47. Se změnou základních vlastností po přidání plastifikační přísady byly pozitivně ovlivněny mechanické vlastnosti, zlepšeny byly i vlhkostní vlastnosti v oblasti transportu kapalné vody, i když ne příliš výrazným způsobem. Zhoršeny byly naopak tepelné vlastnosti.

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 U hydrofobizačních přípravků se ukázalo, že praktické aplikace při úpravě vlhkostních vlastností energosádry má i hydrofobizační přísada IMESTA IBS 47 (materiály S3, S6 a S7), i když při koncentraci 0,5 % hm. (materiál S3) byl vliv na vlhkostní vlastnosti nepatrný, toto řešení se neukázalo příliš vhodným. Pokles součinitele vlhkostní vodivosti upraveného materiálu byl výrazně nižší než u dalších dvou hydrofobizačních přípravků [2]. Mechanické vlastnosti se zhoršily, ale ne tak výrazně jako u jiných typů hydrofobizačních přísad, to do jisté míry svědčí i o tom, že hydrofobizace u materiálu S3 nebyla příliš účinná. Kombinace plastifikátoru PERAMIN SMF 20 a hydrofobizační přísady IMESTA IBS 47 u materiálu S6 vedla ve vyšších koncentracích (1 % hm.) výrazným způsobem ke zlepšení vlhkostních vlastností. Došlo ke snížení transportu i akumulace vlhkosti při zachování mechanických vlastností na přijatelné úrovni. V souladu se změnami základních vlastností se zhoršily tepelné parametry. Přidání polypropylénových vláken u materiálu S7 vedlo k dalšímu zlepšení mechanických a vlhkostních vlastností energosádry v porovnání s materiálem S6. Závěr Z prezentovaných výsledků je patrné, že se podařilo najít přísady, kterými je možné výrazným způsobem upravovat užitné vlastnosti energosádry. Ukázalo se, že do jisté míry je možné upravovat sledované vlastnosti i vzájemnou kombinací jednotlivých přísad. Typickým příkladem je vliv plastifikátoru a hydrofobizační přísady. Polypropylénová vlákna se také osvědčila a může jít o perspektivní materiál pro úpravu především mechanických vlastností. Předpokladem použití nových materiálů na bázi energosádry ve stavebnictví v širším měřítku, např. v již zmiňovaných obvodových pláštích, je nepochybně podrobnější analýza. Údaje prezentované v tomto článku ovšem mohou přispět k tomu, že např. počítačová simulace teplotně vlhkostního chování obvodového pláště může být reálným přínosem. Článek vznikl za podpory projektu MPO ČR FT-TA 3/005.

Literatura [1] Tesárek, P. – Jiřičková, M. – Černý, R. – Rovnaníková, P.: Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti energosádry modifikované plastifikátory. Stavební obzor, 15, 2006, č. 4, s. 114–117. [2] Tesárek, P. – Černý, R. – Rovnaníková, P.: Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti energosádry modifikované hydrofobizátory. Stavební obzor, 15, 2006, č. 5, s. 141–143. [3] Rubio-Avalos, J. C. – Manzano-Ramírez, A. – Luna-Bárcenas, J. G.: Flexural Behavior and Microstructure Analysis of Gypsum-SBR Composite Materiál. Materials Letters 59, 2005, pp. 230–233. [4] Colak, A.: Density and Strength Characteristics of Foamed Gypsum. Cement and Concrete Composites 22, 2002, pp. 193–200. [5] Tazawa, E.: Effect of Self-Stress on Flexural Strength of Gypsum-Polymer Composites. Advanced Cement Based Materials 7, 1998, pp. 1–7. [6] Kupilík, V.: Chování sádry v různých provozních podmínkách. [Sborník], seminář „Sádra v památkové péči“, Praha, STOP, 2002, s. 14–22. [7] Lejsek, L.: Využití sádry ve stavebnictví. [Sborník], seminář „Sádra ve stavebnictví“, Brno, ČSVTS, 1967, s. 28–48. [8] Tomasik, M.: Modyfikowanie spoiw gipsowych dodatkami. Cement Wapno Gyps 3, 1984, pp.78–83.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 245

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

245

[9] Bijen, J. – Van der Plas, C.: Polymer-Modified Glass Fibre Reinforced Gypsum. Materials and Structures 25, 1992, pp. 107–114. [10] Singh, M. – Garg, M.: Microstructure of Glass Fiber Reinforced Water Resistant Gypsum Binder Composites. Cement and Concrete Research 23, 1993, pp. 213–220. [11] Yu-Fei, W.: The Effect of Longitudinal Reinforcement on the Cyclic Shear Behavior of Glass Fiber Reinforced Gypsum Wall Panels: Tests. Engineering Structures 26, 2004, pp. 1633–1640. [12] Fudali, K. – Konopacka, D. – Gustaw, K.: Wlasnosci elementów gipsowych zbrojonych wlóknom szklanym. Cement Wapno Gips 10, 1982, pp. 136–141. [13] Guozhong, L. – Yanzhen, Y. – Zhonhjian, Z. – Jaunquan, L. – Changchun, L.: Properties Study of Cotton Stalk Fiber/Gypsum Composite. Cement and Concrete Research 33, 2003, pp. 43–46. [14] Chung, L. D. D. – Zheng, Q. J.: Electronic Properties of Carbon Fiber Reinforced Gypsum Plaster. Composites Science and Technology 36, 1989, pp. 1–6. [15] Singh, M. – Garg, M.: Glass Fibre Reinforced Water-Resistant Gypsum-Based Composites. Cement and Concrete Composites 14, 1992, pp. 23–32. [16] Taha, R.: Environmental and Engineering Properties of Flue Gas Desulfurization Gypsum. Transportation Research Record 1424, 1990, pp. 14–19. [17] Quant, B. – Knop, M. – Sulek Z.: Kompozyt fosfogipsovy – nowy material v budovnictwie. Cement Wapno Gips 3, 1989, pp. 36–38. [18] Olejarz, J. – Wójcik, M.: Mozliwoci wytwarzania plyt gipsowo-drzewnych. Cement Wapno Gips 7-8, 1983, pp. 202–204. [19] Kacer, T. – Dyczek, J. – Westfal, L.: Wiazanie gipsu zarobionego z wody technologiczna zawierajaca substancje organiczne z produktu plyt gipsovo drzewnych. Cement Wapno Gips 4-5, 1981, pp. 118–121.

[20] Kumar, S.: A Perspective Study on Fly Ash-lime-gypsum Bricks and Hollow Blocks for Low Cost Housing Development. Construction and Building Materials 16, 2002, pp. 219–250. [21] Colak, A.: Characteristics of Acrylic Latex Modified and Partially Epoxy-Impregnated Gypsum. Cement and Concrete Research 31, 2001, pp. 1539–1547. [22] Klein, D. – von Ruffer, C.: Grundlagen zur Herstellung von Formengips. Keramische Zeitschrift 49, 1997, s. 275–281. [23] Murat, M. – Attari, A.: Modification of Some Physical Properties of Gypsum Plaster by Addition of Clay Minerals. Cement and Concrete Research 21, 1991, pp. 378–387. [24] Singh, M. – Garg, M.: Relationship between Mechanical Properties and Porosity of Water-resistant Gypsum Binder. Cement and Concrete Research 2, 1996, pp. 449–456. [25] Verbeek, C. J. R. – du Plessis, B. J. G. W.: Density and Flexural Strength of Phosphorgypsum-polymer Composites. Construction and Building Materials 19, 2005, pp. 265–274. [26] Tesárek, P. – Maděra, J. – Rovnaníková, P. – Černý, R.: FGD Gypsum: A Building Material with Perspectives, [CD-ROM sborník], konference „Research and Teaching of Physics in the Context of University Education“, Nitra: Slovenská ponohospodárska universita v Nitre, 2005, pp. 39–42. [27] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva – Klasifikace, Všeobecné technické požadavky, Zkušební metody. Praha, Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření, 1979, 19 s. [28] prEN ISO 12572 Hygrothermal Performance of Building Material and Products- Determination of Water Vapour Transmission Properties. European standard, CEN April 2000. [29] Semerák, P. – Černý, R.: Kapacitní metoda pro měření vlhkostní vodivosti stavebních materiálů. Stavební obzor, 6, 1997, s. 102–103. [30] Drchalová, J. – Černý, R.: Non-Steady-State Methods for Determining the Moisture Diffusivity of Porous Materials. Int. Comm. Heat and Mass Transfer 25, 1998, pp. 109–116.

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Composite Material on the Basis of Flue Gas Desulphurization Gypsum

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Kompositmaterial auf Basis von REA-Gips

A new composite material on the basis of flue gas desulphurization gypsum which has been designed using modifications of gypsum binder by plasticizer, hydrophobizer and PP fibres is studied in the paper. Basic, mechanical, thermal and hygric properties of the material have been determined and compared with those of reference gypsum without any modifications and gypsum modified by either plasticizer or hydrophobizer only.

Der Artikel behandelt ein neues Kompositmaterial auf Basis von REA-Gips, das durch Modifikation des Gipsbindemittels mit Hilfe eines Plastifikators, eines Hydrophobierungszusatzes und Polypropylenfasern entstanden ist. Bei diesem Material wurden die grundlegenden, mechanischen, wärme- und feuchtigkeitstechnischen Eigenschaften festgestellt, die dann mit den Eigenschaften von nichtmodifiziertem und nur mit Plastifikator oder nur mit Hydrophobierungszusatz modifiziertem Referenzgips verglichen wurden.

Uzávěrka přihlášek do desátého ročníku soutěže společnosti Siemens o nejlepší diplomové, doktorské a výzkumné práce se blíží. Soutěžit lze v oborech zaměřených na výrobu energie, její přenos a rozvod, automatizační techniku, informační a komunikační technologie, mechatroniku, elektromagnetickou kompatibilitu, techniku ve vztahu k životnímu prostředí, dopravní techniku, medicínskou přístrojovou techniku a její aplikace, osvětlovací techniku, technologie budov. Cenu je možné udělit i za výjimečný přínos v jiných technických kategoriích. Vyhodnoceny budou čtyři diplomové práce, každá s odměnou 15 000 Kč, čtyři doktorské práce s odměnou po 20 000 Kč a výzkumný projekt s odměnou 70 000 Kč. Uzávěrka přihlášek je 31. října 2007. www.siemens.cz/cenasiemens

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 246

Na úvod

246

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Vliv sušicí teploty na vlastnosti zatvrdlé energosádry Tepelné a mechanické vlastnosti Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ, Ph. D. RNDr. Vratislav TYDLITÁT, CSc. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha V článku je prezentován experimentální výzkum, který se zabývá vlivem sušicí teploty na vlastnosti zatvrdlé energosádry. Porovnávány jsou režimy sušení s maximálními teplotami 40 ˚C a 80 ˚C a jejich vliv na základní a tepelné vlastnosti vzorků energosádry, jichž část je připravena v základní, neupravené podobě, a druhá část je modifikována přísadami.

Úvod Sádra je jedním z nejstarších stavebních materiálů, které lidstvo používá již několik tisíciletí. V současné době se používá v interiérových aplikacích především pro pomocné stavební práce nebo v podobě sádrových omítek, v posledních desetiletích potom při „suché“ výstavbě k výrobě sádrokartónových a sádrovláknitých desek. Důvody, proč se nepoužívá i v exteriérových aplikacích, souvisejí se stabilitou zatvrdlé sádry (sádrovce). Předpokládá se: – že působením povětrnostních podmínek (relativní vlhkosti, deště, mrazu) se materiál rozpadne. Dojde k jeho postupné degradaci, což je typické i pro jiné stavební materiály; – že její stabilita je do 40 ˚C. Všeobecně je přijímán názor, že nad touto teplotou dochází k rozkladu zatvrdlé sádry, která vznikla jako pevná struktura po smísení s vodou a zamíchání. Následně se budeme tímto problémem zabývat. Závěry by mohly objasnit vliv teploty na stabilitu sádry a najít možnosti jejího širšího uplatnění, např. i v exteriérových aplikacích. Teplotní stabilita soustavy síranu vápenatého a vody (CaSO4 –H2O), resp. dvou sloučenin této soustavy, sádrovce – dihydrátu (CaSO4·2H2O) a sádry – hemihydrátu (CaSO4·1/2 H2O), je spojena s chemicky vázanou a volnou vodou, která je jejich součástí. Třetí sloučenina – anhydrit (CaSO4) je již bez vody [1], [2]. Teplotní stabilita zatvrdlé sádry by se dala rozdělit podle aplikované teploty na dvě oblasti – první od 25 do 100 ˚C a druhou nad 100 ˚C. Hraniční teplota 100 ˚C souvisí s odpařováním volné vody z materiálu, což je obecně známý jev. Věnujme se nyní v krátkosti oblasti teplotní stability zatvrdlé sádry nad 100 ˚C. Díky tomu, že zatvrdlá sádra má dobré tepelné vlastnosti a uvolňování chemicky vázané vody je endotermní reakce, probíhá dehydratace při teplotách nad 100 ˚C velice pomalu, a proto lze považovat sádru za nehořlavou (odolnou požáru). Po určitou dobu chrání tato reakce proti působení vysokých teplot a ohně [3]. Účinkem vysoké teploty na povrchu zatvrdlé sádry (resp. sádrovce) dochází k dehydrataci za vzniku vnitřní clony tvořené vodní párou. Teplota těchto míst pak nepřekročí 100 ˚C, dokud se neod-

paří veškerá voda, proto je tento proces velice pozvolný. Hmotnost 1 kg hydratované sádry obsahuje asi 210 cm3 krystalové vody, která se při zahřívání uvolňuje. Po dehydrataci je sádra poréznější, čímž se zlepší její tepelné vlastnosti [4]. Mechanické vlastnosti (pevnost) se s rostoucí teplotou zhoršují, graf poklesu pevnosti v závislosti na teplotě uvedl Kupilík [5]. Je z něj patrné, že při zahřívání nad 100 ˚C dochází k prudkému poklesu pevnosti (asi o 46 %), při zvýšení na 200 ˚C se pevnost snižuje již o 60 % původní hodnoty, v rozmezí teplot 200–300 ˚C se začíná objevovat množství vlasových trhlin. Po dosažení 400 ˚C klesá pevnost na 39 % původního stavu, při teplotě 700 ˚C klesá již téměř na nulu. Odolnost sádry proti ohni lze zvýšit vláknitými komponenty nebo nanášením omítky na ocelové pletivo. Zabrání se rozpadu sádry po překročení teploty 900 ˚C, kdy dochází k rozkladu síranu vápenatého podle rovnice teplo

2 CaSO4 —→ 2 CaO + 2 SO2 + O2 .

(1)

Vznikající oxid vápenatý je schopen sekundární hydratace za značeného zvětšení objemu, které vede k úplnému rozpadu sádry. Popsané efekty se s úspěchem využívají v rámci protipožárních opatření, např. k ochraně ocelových a dřevěných konstrukcí pomocí sádrovláknitých a sádrokartónových desek. V literatuře je uvedeno několik způsobů, jak určit stupeň hydratace síranu vápenatého, např. pomocí diferenčního kalorimetru bylo určováno množství sádrovce v sádrovém pojivu [6]. Několik prací se také věnuje počítačové simulaci dehydratace sádrokartónových desek při požáru, např. Bermiloudi and Le Meur [7], Ang a Wang [8]. Příčkovou konstrukci na bázi sádrokartónové desky na dřevěném roštu zkoumali Mehaffey a kol. [9]. Odolnost těchto desek při požáru může být zvýšena impregnací, např. na bázi metylpalmitanu (MeP) a metylstearanu (MeS) [10]. Hudson-Lamb a kol. [11] porovnávali experimentální měření a modely dehydratace sádry, resp. sádrovce. Nyní se podívejme na chování zatvrdlé sádry (sádrovce) při teplotách do 100 ˚C. V tomto případě je podstatná teplota, na jakou se materiál ohřívá při sušení. Po překročení kritické teploty dochází k rozkladu (dehydrataci sádrovce na sádru), resp. dehydrataci dihydrátu na hemihydrát, podle vztahu teplo CaSO4 · 2H2O — → CaSO4 · 1/2 H2O + 1 1/2 H2O. (2)

Rovnice však má platnost pouze v případě, že je z výchozího materiálu ohřevem odstraněna právě 1 1/2 H2O, tedy že z dihydrátu vzniká právě hemihydrát. Může ovšem nastat i situace, kdy je překročena teplota, při níž se začíná uvolňovat chemicky vázaná voda, ale neuvolní se celé množství 1 1/2 H2O a látka se dostává do stavu mezi dihydrátem a hemihydrátem.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 247

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 Kritickou teplotou, kdy dihydrát (sádrovec) přestává být stabilní, je podle většiny pramenů teplota okolo 40 ˚C, např. Schulze a kol. [12] a Řičánek [13] uvádějí teplotu 42 ˚C. Šatava [14] se dlouhodobě zabýval vlastnostmi sádry a ověřoval sušení vzorků také při 40 ˚C. Tento názor ovšem není přijímán jednoznačně. Kupilík [5] ve svém článku uvádí převzatý příklad, znázorňující pokles pevnosti v tlaku při ohřevu až po 70 ˚C. Podle něho začíná proces dehydratace až nad 70 ˚C (158 ˚F). Stejnou teplotu uvádí i Wirsching [15]. Experimenty provedené diferenční teplotní analýzou (DTA) potvrzují, že je relativně obtížné oddělit chemickou a volně vázanou vodu. Ve výsledcích se pro vzorky sušené na teplotu pod 80 ˚C objevují dva píky, které je relativně složité oddělit, podrobněji viz Turk a Bounini [16]. Stejní autoři porovnávali evropské i světové národní a regionální normy, které se zabývají sušicí teplotou nutnou pro odstranění volné vody v dihydrátu. „Normové“ teploty se pohybují mezi 35 a 50 ˚C. Faktory ovlivňujícími výrazným způsobem odstranění volné vody jsou chemické a fyzikální vlastnosti vzorku a prostředí, v němž je sádra sušena. ČSN EN ISO 12 570 [17] specifikuje teploty sušení pro stavební materiály při určení hmotnostní vlhkosti vzorků. Sušení při 40 ± 2 ˚C je určeno pro materiály, u nichž může vyšší teplota vést k uvolnění krystalizační vody (sádra). Podle ČSN EN ISO 12 859 [18] se sádrové tvárnice suší až do ustálení hmotnosti, což je podle definice hmotnost, která se po dalších 24 h nemění o více než 0,1 %. Pro vysušení stanovuje tato norma dvě metody – při první jsou vzorky uložené ve větrané místnosti při teplotě 23 ± 2 ˚C a relativní vlhkosti 50 ± 5 %, druhá spočívá v uložení při teplotě 40 ± 2 ˚C. Problémy s aplikací sádry v exteriéru jsou spojeny s teplotním rozkladem sádrovce a souvisejí s předpokladem, že teplota na povrchu stěn budov může překročit působením slunečního záření kritických 40 ˚C.

Metody Pro ověření vlivu sušicího režimu vzorků byly naměřeny a porovnány základní a tepelné vlastnosti. Ze základních vlastností to byla objemová hmotnost, otevřená pórovitost a hustota matrice získaná sycením vzorků vodou pod vakuem a jejich vážením pod vodní hladinou. U vzorků vyrobených ze sádrových směsí s hydrofobizačními přísadami byly určeny měřením a vážením. Tepelné vlastnosti (součinitel tepelné vodivosti a měrná objemová tepelná kapacita) se ověřovaly multifunkčním přístrojem ISOMET 2104 [19].

Materiály, vzorky a sušicí režimy Energosádra (β-sádra), vyráběná z odpadního energosádrovce v elektrárně Počerady, byla podle ČSN 72 2301 [20] zatříděna jako G-13 B III [21]. Výsledky sítového rozboru za sucha uvádí obr. 1. Ve spolupráci s týmem prof. Rovnaníkové z Ústavu chemie Fakulty stavební VUT v Brně byly vytipovány nejvhodnější přísady a plniva a jejich koncentrace v sádrové směsi. Společně s vodním součinitelem pak bylo navrženo složení směsí (tab. 1). Jako přísady byly použity dva plastifikátory a tři hydrofobizační přípravky, zkoumán byl jejich vliv na sádrové pojivo. Peramin SMF 20 (PERSTORP AB, Švédsko) je plastifikační přípravek, který bychom mohli zařadit do skupiny „superplastifikátorů“. Patří do skupiny výrobků na bázi melaminu, které se běžně používají i do betonových směsí. Dodává se v prášku a dávkuje v množství 0,3 až 1,0 % hm. Podle technického listu výrobce je přípravek určen pro maltové

247

Obr. 1. Sítový rozbor energosádry

směsi na bázi cementu nebo sádrovce a betonu. Nemá, resp. má jen velmi malý retardační účinek. Pro sadu zkušebních těles S1 byl použit v koncentraci 0,5 % hm. Příslušné množství plastifikátoru bylo přidáno k sádře a za sucha promícháno. Tab. 1. Složení sádrových směsí

Množství Vodní [% hm.] součinitel

Materiál

Typ přísady

Název přísady

S0

–

–

–

0,627

S1

plastifikátor

Peramin SMF 20

0,5

0,5

S2

plastifikátor

Melment F 4000

0,2

0,5

S3

hydrofobizační přísada

Imesta IBS 47

0,5

0,627

S4

hydrofobizační přísada

Zonyl 9027

5% roztok

0,627

S5

hydrofobizační přísada

Zonyl 301

5% roztok

0,627

Práškový Melment F 4000 (DEGUSSA CONSTRUCTIO POLYMERS GmbH, Trostberg, Německo) je také „superplastifikátor“ na bázi melaminu. Výrobek je určen k plastifikaci a redukci vodního součinitele u materiálů na bázi cementu a pro sádrová a anhydritová pojiva. Doporučené dávkování podle výrobce je 0,2–2,0 % hm. Pro sadu zkušebních těles S2 bylo do sádry přidáno 0,2 % hm. plastifikátoru a za sucha promícháno. Imesta IBS 47 je hydrofobizační přísada od české firmy stejného jména (IMESTA, Dubá u České Lípy). Přípravek je podle technického listu přímo určen k hydrofobizaci sádry a sádrových směsí. Dodává se ve formě bílého prášku, který se zamíchává do suché sádry před smísením s vodou. Dávkování výrobce stanoví v množství 0,5–2,0 % hm. suché sádry. Přípravek byl použit pro výrobu směsi S3 v koncentraci 0,5 % hm. Zonyl 9027 je druhým hydrofobizačním přípravkem (DU PONT, USA) ve formě roztoku. Podle výrobce vytváří ochrannou povrchovou clonu odpuzující oleje a vodu pro porézní materiály typu kámen, dlaždice, malty a beton. Pro směs S4 byl přípravek aplikován jako 5% roztok v záměsové vodě. Zonyl 301 (DU PONT) ve formě roztoku je určen především pro velmi porézní materiály. Ve směsi S5 byl tento

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 248

248

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

hydrofobizační přípravek aplikován jako 5% roztok v záměsové vodě. Všechny vzorky zatvrdlé sádry byly vyrobeny v souladu s technologickým postupem stanoveným normou. Sádrová kaše s přísadami, vytvořená ručním mícháním metličkou s pěti smyčkami, byla nalita do kovových forem natřených ochranným prostředkem. Takto přímo byla odlita většina vzorků. Další vzorky byly na potřebné rozměry upraveny řezáním a broušením, čtyři týdny uloženy v konstantních laboratorních podmínkách s teplotou 23 ± 1 ˚C a relativní vlhkostí 40 ± 2 %, a teprve následně na nich probíhalo měření. Podrobněji je nutno popsat problém určení suchého stavu materiálu, tedy stavu s nulovou vlhkostí, konkrétně teploty pro vysoušení vzorků. Problém teplotní stability sádry, resp. sádrovce, byl již rozebrán v úvodu, kde jsou popsány dva názory na sušicí teplotu. Pro měření bylo tedy nezbytné stanovit počáteční podmínky, tj. teplotu pro dosažení suchého stavu vzorků. I s ohledem na prozkoumání variantních řešení bylo rozhodnuto použít vzorky dvou různých teplotních režimů vysoušení – pracovně označených jako teplota sušení 80 ˚C a 40 ˚C. Jde o maximální teplotu použitou při sušení vzorků. První skupina vzorků (teplota sušení 80 ˚C) byla vysoušena v týdenních cyklech s postupným zvyšováním teploty. Počáteční teplota byla první týden 40 ˚C, pak 60 ˚C, a nakonec 80 ˚C. U druhé skupiny vzorků byla použita sušicí teplota 40 ˚C. Výsledky experimentů Základní vlastnosti zkoumaných materiálů (objemová hmotnost, hustota matrice a otevřená pórovitost) pro teplotu sušení 80 ˚C a 40 ˚C jsou uvedeny v tab. 2 a tab. 3. Při tepTab. 2. Základní vlastnosti (teplota sušení 80 ˚C)

Materiál

Objemová hmotnost

Hustota matrice [kgm-3 ]

Otevřená pórovitost [% objemu]

S0

1 019

2 530

60

S1

1 124

2 495

55

S2

1 089

2 577

58

S3

998

2 530

61

S4

962

2 530

62

S5

930

2 530

63

Tab. 3. Základní vlastnosti (teplota sušení 40 ˚C)

Materiál

Objemová hmotnost

Hustota matrice -3

Otevřená pórovitost [% objemu]

[kgm ] S0

1 170

1 900

38

S1

1 270

1 950

35

S2

1 250

1 935

35

S3

1 100

1 900

42

S4

1 060

1 900

44

S5

1 120

1 900

41

lotě sušení 80 ˚C (tab. 2) došlo v porovnání s neupraveným materiálem S0 ke změně objemové hmotnosti pro vzorky S1 a S2, tedy materiály, které obsahují plastifikační přísady. Redukce vodního součinitele z hodnoty 0,627 na 0,500, tedy asi o 20 %, se projevila zvýšením objemové hmotnosti asi o 10 %. Opačný trend mělo použití hydrofobizačních přísad u materiálů S4 a S5, při zachování hodnoty vodního součinitele 0,627 u nich došlo k mírnému poklesu objemové hmotnosti v porovnání s referenčním materiálem, především pak u materiálu S5. U materiálu S3 nebyla hydrofobizace příliš účinná, a proto jsou hodnoty podobné jako pro S0. Hustota matrice, měřená v experimentu vakuovou pumpou, je stejná pro materiály S0, S1 a S2 – zjištěné rozdíly jsou v rámci chyby měření (10 %). Tento výsledek potvrzuje i vhodnost použité metody a skutečnost, že hydrofobizace nesplnila stanovený účel. Obdobné efekty byly pozorovány i u otevřené pórovitosti. Obecně lze konstatovat, že použití plastifikátorů vedlo k poklesu otevřené pórovitosti v porovnání s referenčním materiálem u materiálu S1 asi o 10 %. Pro materiály S3, S4 a S5 jsou hodnoty otevřené pórovitosti nepatrně vyšší než u S0. Z porovnání výsledků základních vlastností je možno odvodit vliv použitých přísad na další parametry, především na mechanické a tepelné, ale důležitou roli mohou sehrát i v oblasti vlhkostních vlastností. Pro materiály vysušené při 40 ˚C bylo dosaženo výsledků uvedených v tab. 3. U materiálů S1 a S2 při teplotě sušení 40 ˚C byla objemová hmotnost vyšší asi o 100 kgm-3 v porovnání s referenční sadou S0. U sad S3 až S5 došlo naopak ke snížení. Hustota matrice pro materiály, u kterých byla vypočtena z experimentu s vakuovou pumpou (S0 až S2), byla téměř stejná. Výraznější rozdíly se projevily u otevřené pórovitosti – tyto změny korespondují se změnami objemové hmotnosti. Při srovnání sušicích teplot 80 a 40 ˚C (tab. 2, tab. 3) je zřejmé, že pro vzorky vysušené při 80 ˚C jsou hodnoty objemové hmotnosti nižší, otevřená pórovitost vyšší a hustota matrice také vyšší v porovnání pro stejné materiály, které byly vysušeny při 40 ˚C. Vyšší otevřená pórovitost by mohla nasvědčovat, že byla již odbourána (částečně, nebo zcela) chemicky vázaná voda, resp. 1 1/2 H2O. Tím došlo ke zvětšení objemu pórů, a tím také klesla objemová hmotnost. Se změnou těchto základních vlastností se předpokládá, že dojde k výrazným změnám i u ostatních vlastností. U referenčního materiálu S0 byla naměřena objemová hmotnost 1 019 kgm-3 pro teplotu sušení 80 ˚C, materiály firmy GYPSTREND [22] uvádějí objemovou hmotnost tvárnic z lité sádry 840–1130 kgm-3, podle ČSN 73 0540-3 je objemová hmotnost sádrokartónu 750 kgm-3. Podobně je tomu u otevřené pórovitosti 60 % pro materiál S0, kde Klein a von Ruffer [23] uvedli hodnotu otevřené pórovitosti 55 % pro sádru s vodním součinitelem 0,67 až 0,72. Získané hodnoty jsou tedy ve shodě s výsledky uváděnými v literatuře pro materiály se sádrovým pojivem. Z tepelných vlastností jsou v tab. 4 a tab. 5 uvedeny hodnoty součinitele tepelné vodivosti a měrné objemové tepelné kapacity pro oba sušicí režimy. Hodnoty v tab. 4 byly ověřeny pro vzorky vysušené a volně uložené v laboratorním prostředí s relativní vlhkostí 50 ± 2 % a teplotou 23 ± 1 ˚C po dobu tří měsíců. Z tabulky 4 je patrné, že po vystavení teplotě 80 ˚C jsou základní tepelné vlastnosti vzorků téměř stejné pro většinu materiálů. Rozdíly jsou v rámci chyby měření, která je v tomto případě 10 %. Výraznější rozdíly nenastaly ani po vystavení vzorků prostředí s relativní vlhkostí 50 %. Jinak je tomu v tab. 5, kde jsou uvedeny výsledky naměřené na přirozeně vlhkých vzorcích materiálů sušených při teplotě 40 ˚C, uložených v laboratorním prostředí

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 249

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

249

s teplotou 23 ± 1 ˚C a relativní vlhkostí 50 ± 2 %. Zde se zřetelně projevil vliv přísad na základní vlastnosti z tab. 3. Obecně lze konstatovat, že s rostoucí otevřenou pórovitostí se zlepšovaly tepelné vlastnosti. Tab. 4. Součinitel tepelné vodivosti a měrná objemová tepelná kapacita

Materiál

Součinitel tepelné vodivosti

Měrná objemová tepelná kapacita

[Wm-1 K-1 ]

[Jm-3 K-1 ]

suchý vzorek

50 % rel. vlhkosti

suchý vzorek

50 % rel. vlhkosti

S0

0,21

0,22

1,48 E+6

1,49 E+6

S1

0,22

0,22

1,50 E+6

1,50 E+6

S2

0,22

0,23

1,51 E+6

1,50 E+6

S3

0,22

0,22

1,48 E+6

1,48 E+6

S4

0,22

0,21

1,45 E+6

1,46 E+6

S5

0,2

0,21

1,46 E+6

1,46 E+6

Tab. 5. Součinitel tepelné vodivosti a měrná objemová tepelná kapacita, přirozený stav (teplota sušení 40 ˚C)

Materiál

Součinitel tepelné vodivosti

Měrná objemová tepelná kapacita

[Wm-1 K-1 ]

[Jm-3 K-1 ]

suchý vzorek

50 % rel. vlhkosti

suchý vzorek

50 % rel. vlhkosti

S0

0,21

0,22

1,48 E+6

1,49 E+6

S1

0,22

0,22

1,50 E+6

1,50 E+6

S2

0,22

0,23

1,51 E+6

1,50 E+6

S3

0,22

0,22

1,48 E+6

1,48 E+6

S4

0,22

0,21

1,45 E+6

1,46 E+6

S5

0,2

0,21

1,46 E+6

1,46 E+6

Porovnání závislosti součinitele tepelné vodivosti na hmotnostní vlhkosti na vzorcích sušených při 40 ˚C uvádí obr. 2. Z výsledků je patrné, že většina ve sledované oblasti

Obr. 2. Závislost součinitele tepelné vodivosti na hmotnostní vlhkosti (teplota sušení 40 ˚C)

nemá vždy charakter přímky. Nejpřesnější vyjádření je regresní křivkou ve tvaru polynomu druhého stupně. U referenčního materiálu S0 je tato závislost konkávního charakteru, u ostatních konvexního, resp. téměř přímkového. Hodnoty spolehlivostí R2 se pohybují mezi 0,941 a 0,992. Také je zřejmé, že maximální hodnoty součinitele tepelné vodivosti závisejí na vlastnostech materiálu, resp. na jeho schopnostech akumulace vody. Z hlediska průběhu se pak nejlépe při porovnání s referenční sadou S0 chovají materiály s hydrofobizačními přísadami S3, S4 a S5. Horší vlastnosti pak vycházejí u upravených materiálů s plastifikátory S1 a S2. U referenčního materiálu se hodnota součinitele tepelné vodivosti, zjištěná při nulové vlhkosti, zvýšila asi na dvojnásobek, u ostatních materiálů je to podobné. Pro vzorky vysušené při 80 ˚C nemohla být tato závislost určena, protože při zvlhčení vodou jich většina popraskala. Hodnoty měrné objemové tepelné kapacity v závislosti na hmotnostní vlhkosti opět pro vzorky vysušené při 40 ˚C uvádí obr. 3. Pro vzorky vysušené při maximální teplotě 80 ˚C platí to, co již bylo uvedeno při stanovení součinitele tepelné vodivosti v závislosti na vlhkosti. Všechny závislosti mají samozřejmě charakter přímky, protože byly počítány podle směšovacího pravidla z hodnot naměřených v suchém stavu. Hodnocení dosažených výsledků je stejné jako v předchozím případě. Maximální hodnoty jsou závislé na příslušné hodnotě hmotnostní vlhkosti.

Obr. 3. Závislost měrné objemové tepelné kapacity na hmotnostní vlhkosti (teplota sušení 40 ˚C)

Tepelné vlastnosti vzorků v přirozeném stavu a v prostředí s relativní vlhkostí 50 % jsou výrazně lepší u materiálů vysušených při 80 ˚C, konkrétně to platí pro součinitel tepelné vodivosti stanovený na vzorcích vysušených při 80 ˚C a vzorcích uložených v prostředí s teplotou 23 ± 1˚C a relativní vlhkostí 50 ± 2 %. Z tepelných vlastností Mehaffey a kol. [9] uvádějí součinitel tepelné vodivosti sádry 0,25 Wm-1K-1, Sultan [24] 0,25 Wm-1K-11 pro rozsah teploty 20–100 ˚C. Oba autoři zkoumali chování stěny ze sádrokartónových desek při zatížení požárem. V porovnání s těmito hodnotami jsou naměřené výsledky nižší, naproti tomu jsou vyšší než ty, které publikovali Mrovec a Perková [22], kteří uvádějí součinitel tepelné vodivosti tvárnic ze sádry 0,20 Wm-1K-1. Hodnoty tepelných vlastností korespondují s hodnotami otevřené pórovitosti. Tyto parametry se zhoršují vlivem zvyšující se hmotnostní vlhkosti, což je jev typický pro porézní stavební materiály. Hodnoty součinitele tepelné vodivosti z literatury, které jsou uvedeny výše, jsou v porovnání s materiálem S0, který byl sušený při 40 ˚C, o více než 50 % nižší a spíše odpovídají hodnotám naměřeným na vzorcích sušených při 80 ˚C.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 250

250 Podle ČSN EN 12 859 je součinitel tepelné vodivosti pro zatvrdlé sádrové hmoty (při teplotě 23 ˚C a relativní vlhkosti 50 %) s objemovou hmotností 900 kgm-3: 0,3 Wm-1K-1, pro 1 000 kgm-3: 0,34 Wm-1K-1, pro 1 100 kg m-3: 0,39 Wm-1K-1, pro 1 200 kgm-3: 0,43 Wm-1K-1 a pro 1 300 kgm-3: 0,47 Wm-1K-1. Tyto hodnoty jsou ve velmi dobré shodě s hodnotami zjištěnými na materiálech sušených při 40 ˚C. Materiál S0 má podle tab. 3 objemovou hmotnost 1 170 kgm-3 a hodnota součinitele tepelné vodivosti byla stejná jako ta, kterou uvádí ČSN EN 12 859 pro materiály s objemovou hmotností 1 200 kgm-3.

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

Literatura [1] Henning, O. – Lach, V.: Chemie ve stavebnictví. Praha, SNTL 1983, s. 136–139. [2] Škvára, F.: Sádrové maltoviny, Technologie anorganických pojiv I, Část 2. Vzdušné maltoviny, ostatní anorganická pojiva, technologické výpočty. Praha, VŠCHT, 1995, s. 120–145. [3] Kašník, F.: Výroba sádry v ČSSR a možnost dalšího rozvoje. In: Sádra ve stavebnictví, Brno, Československá vědecko-technická společnost, 1967, s. 4–27. [4] Lejsek, L.: Využití sádry ve stavebnictví. In: Sádra ve stavebnictví, Brno, Československá vědecko-technická společnost 1967, s. 28–48. [5] Kupilík, V.: Chování sádry v různých provozních podmínkách. [Sborník], seminář „Sádra v památkové péči“, Praha, STOP 2002, s. 14–22. [6] Hurmanic, M. – Roggendorf, H.: Charakterisierung von Rauchgas-und Natur-Rohgipsen, Zement-Kalk-Gips, 11, 1990, pp. 550–556.

[7] Bermiloudi, A. – Le Meur, G.: Mathematical and Numerical Analysis of Dehydration of Gypsum Plasterboards Exposed to Fire. Applied Mathematics and Computation, 163, 2005, pp. 1023–1041. [8] Ang, C. N. – Wang, Z. C.: The Effect of Water Movement on Specific Heat of Gypsum Plasterboard in Heat Transfer Analysis under Natural Fire Exposure. Construction and Building Materials, 18, 2004, pp. 505–515. [9] Mehaffey, J. R. – Cuerrier, P. – Carisse, G.: A Model for Predicting Heat Transfer through Gypsum Board/Wood-Stud Walls Exposed to Fire. Fire and Materiále, 18, 1994, pp. 297–305. [10] Feldman, D. – Banu, D. – Hawes, D. W.: Development and Application of Organic Phase Change Mixtures in Thermal Storage Gypsum Wallboard. Solar Energy and Solar Cells 36, 1995, pp.147–155. [11] Hudson-Lamb, D. L. – Strydom, C. A. – Potgieter, J. H.: The Thermal Dehydration of Natural Gypsum and Pure Calcium Sulphate Dihydrate (Gypsum). Thermochemical Acta 282/283, 1996, pp. 483–492. [12] Schulze, W. – Fischer, W. – Lach, V.: Necementové malty a betony. Praha, SNTL 1990, s. 20–31. [13] Řičánek, M.: Sádra a její vlastnosti. [Sborník], seminář „Sádra v památkové péči“, Praha, STOP 2002, s. 4–13. [14] Šatava, V.: Studie procesu tvrdnutí suspenzí sádry. [Doktorská dizertační práce], Praha, VŠCHT, 1968, 180 s. [15] Wirsching, F.: Drying and Agglomeration of Flue Gas Gypsum. In: The Chemistry and Technology of Gypsum. Philadelphia, American Society for Testing and Materials 1984, pp. 161–174. [16] Turk, D. H. – Bounini, L.: The Effect of Sorbet Water on the Determination of Phase Composition of CaSO4.H2O Systems by Various Methods. Chemistry and Technology of Gypsum, Philadelphia, American Society for Testing and Materials, 1984, pp. 49–56. [17] ČSN EN ISO 12 570, Tepelně vlhkostní chování stavebních materiálů a výrobků – Stanovení vlhkosti sušením při zvýšené teplotě. ČNI, 2001, 12 s. [18] ČSN EN 12 859 (ČSN 72 3610) Sádrové tvárnice – Definice, požadavky a zkušební metody. ČNI, 2002, 22 s. [19] Tesárek, P. – Černý, R. – Prchalová, J. – Rovnaníková, P.: Thermal and Hygric Properties of Gypsum: Reference Measurements. Thermophysics 2003, Bratislava, Slovak Academy of Science, 2003, pp. 52–57. [20] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva – Klasifikace, Všeobecné technické požadavky, Zkušební metody. Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření, 1979, 17 s. [21] Tesárek, P. – Černý, R. – Rovnaníková, P. – Kolísko, J.: Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti nemodifikované energosádry – 2. část. Stavební obzor, 13, 2004, č. 8, s. 242–245. [22] Mrovec, J. – Perková, J.: Sádrové příčkové tvárnice SUPERBLOK – Pokyny pro projektanty [online]. Technické podklady firmy GYPSTREND, s. r. o., [cit. 2006-6-2]. [23] Klein, D. – von Ruffer, C.: Fundamentals for the Production of Moulding plaster. Tile and Brick International, Vol. 13, No. 3, 1997, pp. 205–217. [24] Sultan, M. A.: Model for Predicting Heat Transfer through Noninsulated Unloaded Steel-Stud Gypsum Board Wall Assemblies Exposed to Fire. Fire Technology, 32, 1996, pp. 239–259.

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Effect of Drying Temperature on Properties of Hardened Flue Gas Desulphurization Gypsum – Basic and Thermal Properties

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Der Einfluss der Trocknungstemperatur auf die Eigenschaften erhärteten REA-Gipses – grundlegende und thermische Eigenschaften

This paper presents the outcomes of experimental research dealing with the effect of drying temperature on the properties of hardened flue gas desulphurization gypsum. Two thermal drying regimes, with the maximum temperatures of 40 ˚C and 80 ˚C, are analyzed with a particular attention to their influence on basic and thermal properties of the specimens of flue gas desulphurization gypsum, a part of which is prepared in a basic, unmodified form and another part is modified using additives.

Im Artikel wird eine experimentelle Untersuchung vorgestellt, die sich mit dem Einfluss der Trockungstemperatur auf die Eigenschaften erhärteten REA-Gipses befasst hat. Es werden zwei Temperaturregimes mit einer Maximaltemperatur von 40 ˚C a 80 ˚C und deren Einfluss auf die grundlegenden und die thermischen Eigenschaften von REA-Gips-Proben verglichen, von denen ein Teil in grundlegender nicht modifizierter Form und ein anderer Teil mit Zusätzen modifiziert vorbereitet ist.

Závěr Výsledky měření společně se skutečností, že na vzorcích vysušených při 80 ˚C nemohly být provedeny zkoušky pevnosti (většina těles byla poškozena trhlinami), ukázaly, že jednoznačně lépe se jeví materiál vysušený při 40 ˚C. Materiál vysušený při 80 ˚C má sice výrazně lepší tepelné vlastnosti, zejména součinitel tepelné vodivosti, ale ty se v širším měřítku nedají uplatnit. Řešením by bylo jeho umístění např. jen tam, kde by se nemohl dostat do kontaktu s kapalnou vlhkostí nebo vysokou plynnou vlhkostí. Takové omezení však přináší z hlediska použití ve stavebním průmyslu mnoho problémů. Dlouhodobější sušení při 80 ˚C se pro sádrové výrobky nejeví jako příliš vhodné, sušicí teplota je příliš vysoká a dochází k odvodu chemicky vázané vody při dehydrataci dihydrátu na hemihydrát. Po kontaktu s kapalnou vlhkostí nebo ve styku s prostředím s vysokou relativní vlhkostí naopak dochází opět k hydrataci a přeměně hemihydrátu na dihydrát, tato přeměna však vede ke vzniku trhlin. Článek vznikl za podpory výzkumného záměru MŠMT ČR MSM:6840770031.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 251

Na úvod STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

251

Klasifikace sádrového pojiva podle ČSN 72 2301 Ing. Pavel TESÁREK, Ph. D. Ing. Eva MŇAHONČÁKOVÁ,Ph. D. RNDr. Vratislav TYDLITÁT, DrSc. prof. Ing. Robert ČERNÝ, DrSc. ČVUT – Fakulta stavební Praha ČSN 72 2301 [1] je norma, podle které se klasifikují sádrová pojiva již asi třicet let. Klasifikace se řídí podle jemnosti mletí, počátku a doby tuhnutí a pevnosti v tlaku po dvou hodinách. Sádrovými pojivy, která jsou klasifikována v tomto článku, jsou dva výrobky firmy GYPSTREND.

Úvod Normu ČSN 72 2301 Sádrová pojiva – Klasifikace, Všeobecné technické požadavky, Zkušební metody vydalo Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření v Praze. Schválena byla 11. ledna 1978 s účinností od 1. července 1980 a nahrazovala ČSN 72 2301 z 20. dubna 1971. V podstatě u nás zavedla normu RVHP s označením ST SEV 826-77, platnou pro většinu členských států od období ledna až června 1980. Původní norma, resp. její překlad, byla doplněna o čl. 01 až 05, platné pouze v tehdejší ČSSR, šlo o jakési národní dodatky [1]. Článek č. 01 specifikoval, že sádra vyráběná u nás se používá převážně pro výrobu desek (zejména příčkových a plášových) a jako stavební pojivo pro práce zednické a instalatérské. Dále uváděl, že se zde vyrábí pouze sádra třídy G3 a třída pevnosti se určuje podle pevnosti v tlaku v megapascalech po dvou hodinách. Článek č. 02 specifikoval označení sádrového pojiva v technické komunikaci, jež mělo obsahovat název, třídu jakosti, označení normy, podle které byla sádra klasifikována – ČSN 72 2301 (ST SEV 826-77), a označení výrobce. Příklad je uveden v článku č. 03. Článek č. 04 obsahuje poznámku o přísadách. Podle jeho ustanovení se při výrobě sádry v ČSSR povoluje přidávat pouze přísady regulující tuhnutí, a to nejvýše 1 % z hmotnosti sádry. A konečně článek č. 05 specifikoval zkušební vzorky, odběr vzorků atd. Vlastní norma, vypracovaná Výzkumným ústavem maltovin a osinkocementu, Praha–Radotín, pracoviště Brno, se skládá z kapitol věnovaných klasifikaci a všeobecným technickým požadavkům, pravidlům přejímky, zkušebním postupům, odběru a přípravě zkušebních vzorků, stanovení jemnosti mletí, stanovení počátku a doby tuhnutí sádrové kaše normální konzistence, stanovení pevnosti v tlaku a pevnosti v ohybu, balení, označování, dopravě a skladování a odpovědnosti výrobce. Během její platnosti byly provedeny pouze dvě úpravy, první v dubnu 1981, druhá v září 2003 [3]. Změna a – 4/1981 v článku č. 01, že se v ČSSR vyrábí sádra třídy G2 a G3 [2]. Změna Z 2 ze září 2003 specifikovala podmínky skladování sádrového pojiva, zároveň byla touto změnou zrušena kapitola o odpovědnosti výrobce za jeho vlastnosti. Změnu zpracoval Výzkumný ústav maltovin Praha, normalizační sekce Brno, a Technická normalizační komise: TNK 39-Maltovinová pojiva, vápence, sádrovce.

Výrobek, který je prodáván na trhu, musí splňovat normové požadavky a označení, v našem případě je toto označení dáno klasifikací. Sádra se v současné době využívá ve stavebním průmyslu téměř výhradně v interiérových aplikacích. Podle ČSN 72 2301 byla již námi klasifikována energosádra z elektrárny Počerady [4]. Kritéria podle normy Základní zatřídění sádrového pojiva je provedeno podle: – pevnosti v tlaku po dvou hodinách [MPa], – počátku a konce tuhnutí normové sádrové kaše, – jemnosti mletí. Podle pevnosti v tlaku po dvou hodinách je možno zařadit sádrové pojivo do dvanácti skupin (G-2 až G-25). Nejmenší pevnost v tlaku musí odpovídat požadavkům pro jednotlivé třídy, tedy hodnotě minimální pevnosti po dvou hodinách. Dalším kritériem je doba tuhnutí, přičemž se rozlišují druhy rychle tuhnoucí, normálně tuhnoucí a pomalu tuhnoucí (značení A až C), kritériem je počátek a doba tuhnutí v minutách. Podle jemnosti mletí se pojivo dělí na hrubě, středně a jemně mleté, s označením jemnosti I až III. Posuzuje se zbytek na sítu s otvory ∅ 0,2 mm. Oblasti použití Podle normy je sádrové pojivo klasifikováno a tříděno do pěti „možných oblastí použití“, s doporučením třídy a druhu sádrového pojiva: – výroba sádrových stavebních výrobků všech druhů (G-2 až G-7 všechny doby tuhnutí a jemnosti mletí); – výroba tenkostěnných stavebních výrobků a dekoračních prvků (G-2 až G-7 jemně a středně mleté, rychle a normálně tuhnoucí); – provádění omítkových prací, spárování a speciální účely (G-2 až G-25 normálně a pomalu tuhnoucí, středně a jemně mleté); – výroba forem a modelů v porcelánovém nebo fajánsovém průmyslu a v jiných oblastech průmyslu, a rovněž v lékařství (G-5 až G-25 jemně mleté, normálně tuhnoucí); – pro lékařské účely (G-2 až G-7 rychle tuhnoucí i normálně tuhnoucí, středně a jemně mleté). Metody stanovení parametrů Metodika je součástí normy a byla již popsána [4], zde se pokusíme v základních rysech specifikovat jednotlivé metody. Pevnost v tlaku po dvou hodinách je základním kritériem při klasifikaci sádrového pojiva. Zkouška spočívá ve stanovení nejmenšího zatížení, při němž dojde k porušení vzorku, tedy překročení pevnosti v tlaku. Stanovení pevnosti se provádí na normových vzorcích (trámečcích) o rozměrech 40 x 40 x 160 mm zhotovených ze sádrové kaše normální konzistence pro příslušný vodní součinitel, určený při zkouš-

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 252

252

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

ce pro stanovení normální konzistence sádrové kaše. Pro výrobu trámečků se používá nerezová forma, rozdělená do tří oddílů. V každé sadě se tedy vyrábějí tři trámečky. Zkouška se provádí dvě hodiny po smíchání sádrového pojiva s vodou. Sádra je v průběhu 20 s vsypána do misky s vodou. Při sypání a následně 60 s po dosypání veškeré sádry se směs intenzivně promíchává ručním míchadlem až do stejnorodosti kaše. Následně je kaše vlita do formy. K odvzdušnění je forma pětkrát setřesena, po 15 minutách po skončení tuhnutí jsou vzorky zbaveny forem, označeny a uloženy. Zkoušení pevnosti v tlaku se běžně provádí na šesti polovinách vzorků získaných po zkoušení pevnosti v ohybu, zkouška pevnosti v tahu za ohybu se tedy provádí jako první. Zkušební trámečky jsou umístěny mezi dvěma destičkami takovým způsobem, aby boční hrany, které při zhotovení přiléhaly k podélným stěnám formy, se nacházely na rovinách destiček. Tím je omezen vliv nepřesnosti geometrie na ploše trámečku, která byla seříznuta. Při dané zkoušce bylo postupováno standardně. Z přístroje byla odečtena hodnota síly v kilonewtonech, která odpovídá zatěžovací ploše lisu 40 x 40 mm, pevnost v tlaku byla vypočítána podle známých vztahů. Výsledná pevnost v tlaku jedné sady byla vypočtena jako aritmetický průměr výsledků šesti zkoušek po vyloučení největší a nejmenší hodnoty. Stanovení jemnosti mletí spočívá v určení hmotnostního podílu sádrového pojiva většího než 0,2 mm, tedy takového, které zůstane na sítu s otvory ∅ 0,2 mm. Ze vzorku o hmotnosti 150 g, umístěného v sušárně po dobu 1 hodiny při teplotě 50 ˚C, byly odebrány dvě části o hmotnosti 50 g a prosévány. Prosévání bylo považováno za ukončené, jestliže sítem po dobu 1 minuty neprošlo více než 0,05 g sádry. Jemnost mletí j vzorku se stanoví jako poměr zbytku na sítu k původní hmotnosti vzorku podle vzorce m0,2 j = –––– , mc

(1)

kde mc je hmotnost celého vzorku, m0,2 hmotnost zbytku na sítu 0,2 mm. Při stanovení počátku a doby tuhnutí sádrové kaše bylo nejdříve nutné určit normální konzistenci, která je závislá na vodním součiniteli, tedy poměru hmotnosti voda/sádra [kgkg-1]. Norma předepisuje použít pro výrobu vzorků právě sádrovou kaši normální konzistence, specifikovanou průměrem roztečení sádrové kaše po zvednutí válce. Válec o vnitřním průměru 50 mm a výšce 100 mm je vyroben z nerezavějícího kovu s hladkým vnitřním povrchem. Průměr roztečení byl změřen pravítkem ihned po zvednutí válce ve dvou na sebe kolmých směrech. Z těchto dvou hodnot byl vypočten aritmetický průměr. Jestliže průměr roztečení kaše neodpovídá 180 mm ± 5 mm, zkouška se opakuje se změněným vodním součinitelem. Podstata metody pro stanovení počátku a doby tuhnutí spočívá ve stanovení intervalu od počátku styku sádrového pojiva s vodou do počátku a ukončení tuhnutí sádrové kaše. Při zkoušce se používá Vicatův přístroj s hmotností pohyblivé části 300 g, kuželovitý prstenec z plastu a destička ze skla o rozměrech 100 x 100 mm. Kuželový prstenec, umístěný na skleněné destičce, byl naplněn sádrovou kaší. Jehla pohyblivé části přístroje byla nastavena tak, aby se dotýkala povrchu sádrové kaše. Ponořovala se jednou za 30 s počínaje celou minutou. Počátek doby tuhnutí byl stanoven počtem minut od okamžiku přidání sádrového pojiva do vody do okamžiku, kdy volně spuštěná jehla po ponoření do kaše poprvé nedosáhla povrchu skleněné destičky. Doba tuhnutí byla určena časem od okamžiku při-

dání sádrového pojiva do vody do okamžiku, když volně spuštěná jehla se ponořila do hloubky nejvýše 1 mm. Počátek a doba tuhnutí byly vyjádřeny v minutách. Materiál a vzorky Zkoumána byla dvě sádrová pojiva společnosti GYPSTREND, s. r. o. (dříve Sádrovcové doly, s. p., Kobeřice). První pojivo je označeno výrobcem jako „bílé“ a druhé jako „šedé“. Pracovní označení námi zkoumaného pojiva bylo Kobeřice-bílé a Kobeřice-šedé. Chemické složení obou je uvedeno v tab. 1. Odběr i výroba vzorků pro jednotlivé zkoušky probíhala podle normy [1]. Vzorky byly odebrány z igelitových pytlů (5 kg), ve kterých sádrové pojivo dodává výrobce na trh. Tab. 1. Chemické složení zkoumaných sádrových pojiv

Hmotnostní obsah [%] Složka Kobeřice-bílé

Kobeřice-šedé

95,0 – 99,0

80,0 – 95,5

SiO2

0,2 – 0,6

8,0 –12,0

Al2O3 + Fe2O3

0,2 – 0,7

1,0 – 2,5

0,0013

0,2 – 1,0

1

CaSO4 · /2 H2O + CaSO4

MgO

Výsledky Zkouška byla provedena pro obě pojiva vždy dvakrát, pokaždé téměř s identickým výsledkem. Podle klasifikace normy byly oba vzorky zařazeny jako pojivo jemně mleté s označením jemnosti mletí – III. Výsledky zkoušky jsou uvedeny v tab. 2. Tab. 2. Stanovení jemnosti mletí

Vzorek

1 2 průměr 1 2 průměr

Hmotnost Zbytek na sítu 0,2 mm navážky [g] [%] [g] Kobeřice-bílé 50 0,55 1,1 50 0,71 1,34 – – 1,22 Kobeřice-šedé 50 1,02 2,04 50 0,94 1,88 – – 1,96

Závislost rozlivu na vodním součiniteli je uvedena na obr. 1. Při zkoušce jsme pro sádrové pojivo Kobeřice-bílé použili vodní součinitel v rozmezí hodnot 0,85 až 1,10 a pro Kobeřice-šedé 0,68 až 0,86. Podle získaných výsledků by se dala závislost rozlivu lr [mm] (průměru roztečení) na vodním součiniteli v [-] vyjádřit rovnicemi přímek, a to: Kobeřice-bílé

lr = 532,7v – 354,6,

(2)

Kobeřice-šedé

lr = 888,2v – 532,7.

(3)

Normovým požadavkům, resp. hodnotě rozlivu 180 mm ± ± 5 mm, nejlépe odpovídala hodnota vodního součinitele 1 pro pojivo Kobeřice-bílé a 0,81 pro pojivo Kobeřice-šedé. Stanovené hodnoty byly zvoleny v souladu s normou a použity při výrobě vzorků pro ostatní měření.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 253

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

253 Průměrné hodnoty pevnosti v tlaku pro jednotlivé sady jsou znázorněny na obr. 3 – u pojiva Kobeřice-bílé byla vypočtena hodnota 3,1 MPa, u pojiva Kobeřice-šedé 2,2 MPa. Průměrná hodnota je pro všechny tři sady vyšší než minimální hodnota 3 MPa, resp. 2 MPa. Sádrová pojiva byla tedy zatříděna do skupiny s pevností v tlaku jako G-3, resp. G-2. Podle klasifikace normy byla námi zkoumaná pojiva zatříděna (tab. 3, tab. 4) následovně: – Kobeřice-bílé jako G-3 B III, podrobněji sádra třídy G-3, středně tuhnoucí, jemně mletá; – Kobeřice-šedé jako G-2 B III, podrobněji sádra třídy G-2, středně tuhnoucí, jemně mletá.

Obr. 1. Závislost rozlivu na vodním součiniteli

Vicatovým přístrojem byl stanoven počátek a doba tuhnutí sádrové kaše normální (normové) konzistence. Zkouška byla provedena vždy na třech vzorcích, na obr. 2 je uveden

Tab. 3. Klasifikace sádrového pojiva Kobeřice-bílé

Ukazatel

naměřené hodnoty

Pevnost v tlaku [MPa] 3,1

mezní hodnoty minimálně 3 podle ČSN zařazení podle ČSN

Tuhnutí [min] počátek

konec

6,5

9,5

počátek nejdříve 6

1,22

doba nejpozději maximálně 2 30 B

G-3

Zbytek na sítu 0,2 mm [%]

III

Tab. 4. Klasifikace sádrového pojiva Kobeřice-šedé

Pevnost v tlaku [MPa]

počátek

konec

Zbytek na sítu 0,2 mm [%]

naměřené hodnoty

2,2

7

10

1,93

mezní hodnoty

minimálně 2

počátek nejdříve 6

doba nejpozději 30

maximálně 2

Ukazatel

Obr. 2. Výsledky Vicatovy zkoušky na stanovení počátku a konce tuhnutí sádrové kaše

pouze typický průběh. Hodnota 40 mm na svislé ose odpovídá stavu, kdy jehla pronikla až na dno prstence naplněného sádrovou kaší a dotkla se skla. Naopak hodnota 0 odpovídá stavu, kdy se jehla přístroje zastavila o povrch vzorku. Podle výsledku zkoušky jde v obou případech o normálně tuhnoucí pojivo, kterému odpovídá označení doby tuhnutí B. Počátek doby tuhnutí pro pojivo Kobeřice-bílé byl 6,5 minuty a pro Kobeřice-šedé 7 minut, konec tuhnutí pojiva Kobeřice-bílé byl 9,5 minuty a pro Kobeřice-šedé 10 minut.

Obr. 3. Pevnost v tlaku po 2 hodinách

zařazení podle ČSN

G-2

Tuhnutí [min]

B

III

Podle doporučení jsou pro tyto třídy a druhy sádrového pojiva vhodné všechny oblasti v normě uvedené.

Diskuze Podle našich výsledků a technických listů výrobce byla obě zkoumaná pojiva zatříděna shodně. Jedinou výjimkou je jemnost mletí, která byla podle technických listů označena jako II, my jsem pojivo zatřídili jako III, tedy jako pojivo jemně mleté. Sám výrobce však na technických listech většinou uvádí jisté rozmezí hodnot. Kritická analýza ČSN 72 2301 byla již popsána [4], nyní se pokusíme ji zhodnotit s ohledem na naše výzkumné práce v oblasti sádry a sádrových pojiv. V tomto asi čtyřletém období byly nejen zkoumány základní, mechanické tepelné a vlhkostní vlastnosti, ale byla provedena i kalorimetrická měření [5]. V současné době je v platnosti i další norma, týkající se sádrových výrobků, konkrétně ČSN EN 12859 (72 3610) – Sádrové tvárnice – Definice, požadavky a zkušební metody [6].

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 254

254 Celá problematika je složitější v tom, že sádrová pojiva nejsou většinou čisté hemihydráty síranu vápenatého. Obsahují různé příměsi, které bu vznikají při výrobě sádry (při technologickém procesu), nebo jsou obsaženy ve výchozí surovině. Velký problém je pak především u chemosádrovců, které vznikají při výrobě kyselin fosforečné, citrónové, fluorovodíkové nebo borité jako vedlejší produkty. Síran vápenatý byl produkován již dříve, většinou však nebyl dále využíván a byl problém s jeho uložením [7]. K menším zdrojům patří i čištění vod, výroba oxidu titaničitého (TiO2) a chloridu hořečnatého (MgCl2). Při všech těchto procesech vzniká velice kvalitní síran vápenatý s čistotou okolo 95 %. Problémy s jeho využitím jsou spojeny s nepatrnou velikostí částic těchto sádrovců a přítomností nežádoucích příměsí z chemické výroby (stopy citronanů, hydroxidů železa, hexafluorokřemičitanů a fosforečnanů), i když pouze v malé koncentraci [8]. Problémem u uměle vyrobených sádrovců (především fosfosádrovce) může být také uvolňování radonu (222Rn). Všechny další složky, které obsahují sádrové pojivo, ho výrazným způsobem ovlivňují. Při technologickém zpracování – dehydrataci dihydrátu na hemihydrát – dochází při překročení běžně používaných teplot (110 až 160 ˚C, tedy za kalcinačních podmínek) ke vzniku β-anhydritu III, ten vzniká za běžného atmosférického tlaku při teplotách nad 290 ˚C. Naopak při nižších teplotách může dojít k tomu, že část dihydrátu nebude dehydratovaná, protože nebudou splněny kalcinační podmínky [9]. Stanovení zbytku na sítu s oky ∅ 0,2 mm je základním indikátorem vhodnosti technologického způsobu výroby – mletí. Velikost částic sádry může mít také vliv na strukturu zatvrdlé sádrové kaše, jistou roli může mít velikost částic i na velikost vodního součinitele. Šatava uvádí [10], [11], že vlastnosti sádrové hmoty závisejí především na struktuře výchozí suspenze hemihydrátu. Prostor, který ve výchozí sádrové suspenzi zaujímá pevná fáze (hemihydrát), je po hydrataci vyplněn novou pevnou strukturou (dihydrátem). Volná místa nezaplněná pevnou fází se po hydrataci a vysušení stávají póry. Z jeho závěrů pak jednoznačně vyplývá vliv velikosti částic na konečnou strukturu pevné hmoty, tvaru částic, jejich náhodného uspořádání a vodního součinitele. Dalším faktorem může být teplota při hydratační reakci nebo způsob zpracování sádrové kaše. Otázkou zůstává, proč byla stanovena citovanou normou velikost zrn 0,2 mm jako hraniční hodnota a hmotnostní podíl velikosti zrn o tomto rozměru rozhoduje o jemnosti mletí. Stanovení počátku a doby tuhnutí sádrové kaše spolu s určením její normální konzistence je vhodné především z technologického hlediska a uplatní se při výrobě sádrových prvků. Konzistence je jedním ze základních faktorů při výrobě prvků na bázi sádry. Zpracovatelnost, počátek a dobu tuhnutí zajisté ovlivní velikost částic, čistota sádrového pojiva, různé příměsi a nečistoty, ale i obsah anhydritu a sádrovce, které vznikají při výrobě, mohou mít podstatný vliv na vlastnosti sádrové směsi. Také korelace mezi vodním součinitelem a pevnostními charakteristikami je obecně známa, a nejen pro sádrová pojiva, ale i pro jiné materiály, jako jsou malty a betony. Ze současného pohledu by bylo zajímavé vědět, jak tvůrci normy stanovili rozliv, resp. jeho hodnotu 180 mm, podle které se určuje normální konzistence sádrové kaše, která se pak používá pro další zkoušky. Možná, že šlo jen o jakousi smluvní hodnotu. Při provádění této zkoušky se sádrová směs s normovým rozlivem jeví jako relativně hodně tekutá, z technologického hlediska by se dala použít nižší hodnota vodního součinitele, která by zaručila vyšší pevnost v tlaku. Zkouška pomocí Vicatova přístroje je jednoduchá na provádění, otázkou je její vhodnost pro sádrová

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007 pojiva. Sama zkouška byla původně navržena pro cement [12]. Z praktického důvodu by bylo vhodnější používat při stanovení konzistence prstenec než kovový válec. Pevnost v tlaku po dvou hodinách od smíchání sádrového pojiva s vodou je rozhodující kritérium při celé klasifikaci, protože do značné míry rozhoduje o možnostech jeho praktického využití. Otázkou je, proč byla zvolena tato doba. Z výsledků našeho výzkumu je patrné, že časová závislost pevnosti v tlaku a pevnosti v tahu za ohybu je celkem výrazná, u většiny zkoumaných směsí se dvouhodinová, jednodenní a třídenní pevnost téměř neliší, ale pak mezi třídenní a sedmidenní pevností dochází k prudkému nárůstu (asi o 100 %). V dalším období, po 28. dnech, se pevnost již nezvyšovala [5]. Závislost pevnosti na předchozích kritériích – jemnosti mletí a stanovení normální konzistence kaše – je pak jednoznačná a potvrzuje ji i Šatava [10]. Závěr ČSN 72 2301 je v současné době jedinou normou pro klasifikaci sádrového pojiva. Na základě poznatků z našeho výzkumu v oblasti sádry a práce s touto normou bylo v diskuzi uvedeno několik připomínek. Je však nutno podotknout, že tvůrci normy vykonali dobrou práci při její přípravě a stanovené požadavky poskytují dobré základní informace o klasifikovaném sádrovém pojivu. Podle ní je možné též provádět základní porovnávání jednotlivých sádrových pojiv a do jisté míry navrhnout jejich nejvhodnější uplatnění, i když ze současného hlediska se zdá rozdělení na nejvhodnější oblasti použití zastaralé. Vzhledem k současným trendům zkušebnictví, zlepšenému technickému vybavení laboratoří a novým požadavkům na materiály se ukazuje nutnost tuto normu upravit. Důležitá je v tomto směru i skutečnost, že se používá i u nás stále více výrobků na bázi sádry. Článek byl vytvořen za podpory projektu MPO ČR FT-TA3/005.

Literatura [1] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva. Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření 1979, 13 s. [2] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva. Změna a) 4/1981. Vydavatelství Úřadu pro normalizaci a měření 1980, 1 s. [3] ČSN 72 2301 Sádrová pojiva. Změna Z 2. ČSNI, 2003, 1 s. [4] Tesárek, P. – Černý, R. – Rovnaníková, P. – Kolísko, J.: Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti nemodifikované energosádry – 2. část. Stavební obzor, 13, č. 8, 2004, s. 242–245. [5] Tesárek, P. – Černý, R. – Drchalová, J. – Rovnaníková, P. – Kolísko, J.: Mechanické, tepelné a vlhkostní vlastnosti nemodifikované energosádry – 1. část. Stavební obzor, 13, č. 5, 2004, s. 138–142. [6] ČSN EN 12859 (72 3610) – Sádrové tvárnice – Definice, požadavky a zkušební metody. ČSNI, 2002, 29 s. [7] Hegner, P.: Odpadní sírany vápenaté z chemických výroben. [Sborník], konference „Sádra ve stavebnictví“. Brno, ČSVTS, 1967, s. 130–135. [8] Škvára, F.: Sádrové maltoviny, Technologie anorganických pojiv I, Část 2. Vzdušné maltoviny, ostatní anorganická pojiva, technologické výpočty. [Učební text], Praha, VŠCHT, 1995, s. 120–145. [9] Wirsching, F.: Calcium Sulfate, In: Ullmanns Encyclopedia of Industrial Chemistry, Vol. 6, Weinheim, Wiley-VCH Verlag 1983, pp. 90–94. [10] Šatava, V.: Studie procesu tvrdnutí suspenzí sádry. [Doktorská dizertační práce], Praha, VŠCHT, 1968, 89 s. [11] Šatava, V.: Strength and Microstructure of Cast Gypsum. Ceramics – Silikáty, 40, No. 2, 1996, pp. 72–76. [12] ČSN EN 196-3 Metody zkoušení cementu, Stanovení dob tuhnutí a objemové stálosti. ČSNI, 1993, 10 s.

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 255

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007

255

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Classification of Gypsum Binder Using ČSN 72 2301

Tesárek, P. – Mňahončáková, E. – Tydlitát, V. – Černý, R.: Klassifizierung von Gipsbindemittel nach ČSN 72 2301

ČSN 72 2301 is a standard used for classification of gypsum binders for the last 30 years or so. The classification is performed according to several criteria, namely grinding fineness, initial and final setting times and compressive strength after two hours.

Nach der tschechischen Norm ČSN 72 2301 werden Gipsbindemittel bereits seit den dreißiger Jahren klassifiziert. Zu den Bewertungskriterien gehören die Mahlfeinheit, der Beginn und die Dauer der Erstarrung sowie die Druckfestigkeit nach zwei Stunden.


výstavy PRAGOBUILDING 2008 V lednu příštího roku budou moci návštěvníci Výstaviště v pražských Holešovicích posoudit novou koncepci výstavních akcí zaměřených na stavebnictví a bytový fond. Pragobuilding zastřešuje a sjednocuje osvědčené výstavy s novým projektem do jednoho termínu a místa. Nejde o klasický stavební veletrh, ale o soubor odborných výstav s vyhraněným profilem, který mapuje cíleně vybranou aktuální problematiku z oblasti stávajícího stavebního fondu i nové výstavby s důrazem na žhavé současné téma – bydlení. Akce představí soubor šesti specializovaných výstav zřetelně odlišených, ale umístěných pod jednou střechou v hale před Průmyslovým palácem: l

PANELOVÝ DŮM A BYT regenerace, rekonstrukce, financování 2. ročník – výtahy, zateplovací systémy, řešení interiérů

l

MONTOVANÉ STAVBY výroba, dodávka, realizace 1. ročník – konstrukční systémy, kompletace, stavby na klíč

l

SLUŽBY PRO STAVEBNICTVÍ servisní služby, outsourcing 3. ročník – vše pro stavební a projekční firmy, pro developery

l

TÝDEN FACILITY MANAGEMENTU (společně s IFMA CZ) 7. ročník – konference a výstava

l

PRAGOTHERM vytápění, energetika a úspory energií 35. ročník – vše pro vytápění obytných objektů

l

OKNA – DVEŘE – SCHODY 9. ročník – okna, dveře, schody, jejich součásti a stavební prvky

Současně se koná desáty ročník mezinárodního veletrhu STŘECHY PRAHA. Doprovodnou akcí je Středoevropská konference o energetické hospodárnosti a obnovitelných zdrojích energie CEEERES ’08. Se svými příspěvky na konferenci vystoupí řada předních českých odborníků. Účastníci tak budou mít příležitost seznámit se s nejnovějšími trendy v revitalizaci panelových domů, ale také s možností využití solárních kolektorů, tepelných čerpadel a dalších alternativních zdrojů energie. Zájemci o účast na konferenci, kteří se přihlásí elektronicky nejpozději čtrnáct dní před jejím konáním, dostanou vstupenku na Pragobulding zdarma. Jediným omezením je kapacita přednáškového sálu. Pro studenty středních a vysokých škol se zaměřením na stavitelství, stavebnictví, architekturu a design vyhlásil pořadatel akce Incheba Expo Praha společně se Státním fondem rozvoje bydlení neanonymní jednokolovou Soutěžní přehlídku návrhů na revitalizaci panelových domů realizovaných na území ČR ve druhé polovině dvacátého století. Přihlášené práce budou vystaveny v rámci výstavní akce Panelový dům a byt. www.pragobuilding.cz

obzor8_2007.qxp

8.10.2007

18:31

Stránka 256

256

STAVEBNÍ OBZOR 8/2007


projekty


dizertace

Administrativní budova E

Vliv smršování na průhyb železobetonových konstrukcí Ing. Martin Stránský

Poslední objekt dokončující uliční frontu BB Centra Sever, administrativní budova E, se nachází přímo u nájezdové rampy na magistrálu směrem do centra. Pozice budovy v první linii vůči velmi zatížené dopravní tepně vyvolala nutnost řešit odraz hluku z dopravy od pláště objektu. „Způsob tohoto řešení se stal obdobně jako u nedávno dokončené budovy Gamma architektonickým motivem. Originálním řešením se v tomto případě stal systém prolamované fasády a použití akusticky pohltivých materiálů. Část plochy tohoto speciálního obvodového pláště odráží hluk do travnatého svahu mezi dálnicí a rampou, část ploch pod vysokým úhlem vzhůru tak, aby se utlumil ve výšce. Systém fasády takto nakládá s neutlumitelnými částmi pláště, prosklenými a zbytkovými plochami. Hlavní plocha této fasády je pohltivá z perforovaného kovového pláště, za nimiž jsou speciální akusticky pohltivé materiály“, říká Jan Aulík, autor architektonické podoby budovy.

V dizertační práci je předložena metoda na výpočet vlivu smršování betonu na dlouhodobý vývoj deformací, která je porovnána s výsledkem experimentu. Rozebírají se parametry vstupující do výpočtu a hodnotí se jejich vliv.

Modelování plastického chování betonu různého stáří Ing. Michaela Frantová V práci se modeluje beton raného stáří, což souvisí s požadavky praxe na zatěžování betonů v tomto stadiu tuhnutí a tvrdnutí. Využívá se Chenův model plasticity.

Vtisknutí uměleckých rysů modelům generovaným počítačovou technologií Ing. Michal Kasík Práce je příspěvkem k problému tvorby osobitého a uměleckého ztvárnění prezentací a počítačových vizualizací architektonických návrhů ve fázi jejich studijního zpracování. Autor předložil množství rozpracovaných teoretických a praktických principů tvorby vhodné metodiky pro aplikování světla a stínu jako důležitých výtvarných složek při vnímání architektury pomocí nefotorealistického renderingu.

Akustická fasáda tvoří přeponu trojúhelníkového konceptu objektu, zbylé dvě fasády, obrácené dovnitř území, mají prosklené pláště s nepravidelným rastrováním. Trojúhelníková půdorysná stopa budovy ukrývá atrium prosvětlující vnitřní prostory sedmipodlažního domu. Atrium je současně komunikačním a společenským centrem domu s panoramatickými výtahy, zelení a dalšími oživujícími prvky. Součástí objektu jsou odpočinkové a parkové plochy, zčásti před vstupem do budovy, zčásti ve formě střešní zahrady chráněné atikou akustické fasády. Dispoziční koncept budovy umožňuje otevřené variabilní uspořádání i samostatné kanceláře. Podzemní parkoviště ve tvaru čtyřpodlažní šroubovice bez přídavných ramp využívá centrální tvar objektu. Technické vybavení objektu s umělým větráním a chlazením je řešeno progresivním způsobem přesného chlazení (VRV systém). Tisková informace

Efektivnost kontrolního systému jakosti Ing. Barbora Menclová V práci se v analytické části i aplikačních příkladech hodnotí efektivnost kontrolního systému na bázi benchmarkingu. Formulují se samostatné syntetické návrhy.

Sociálně ekonomické aspekty typologie hospicových domů Ing. Naděžda Malkovská Práce na konkrétních realizacích staveb ukazuje schopnost formulovat syntetické návrhy. Interdisciplinární práce podává ucelený pohled na hospice jako architektonicko-ekonomický, sociální a kulturní prvek.

SANACE A REKONSTRUKCE STAVEB 2007 24. a 25. října 2007, VŠB-TU Ostrava

www.wta.cz